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UNIVERSIDADE DE BRASÍLIA FACULDADE DE TECNOLOGIA

DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA CIVIL E AMBIENTAL

ESTUDO DO COMPORTAMENTO DE AGREGADO SINTÉTICO DE ARGILA CALCINADA PARA USO EM

REVESTIMENTOS ASFÁLTICOS PARA MANAUS

MARIA DAS GRAÇAS RUFINO DOS SANTOS

ORIENTADOR: JOSÉ CAMAPUM DE CARVALHO CO-ORIENTADORA: CONSUELO ALVES DA FROTA

DISSERTAÇÃO DE MESTRADO EM GEOTECNIA PUBLICAÇÃO: G.DM – 162/07

BRASÍLIA-DF: JULHO/2007.

“Se a sabedoria penetrar no teu coração e a ciência deleitar a tua alma, a reflexão te guardará e a prudência amparar-te-á para te livrar do mau caminho... Portanto, tu caminharás pela senda dos bons e seguirás o caminho dos justos, porque os homens retos habitarão a terra, e os ímpios nela permanecerão”.

(PROVÉRBIOS, 2)

iv

AGRADECIMENTOS

Ao longo desta caminhada tenho sempre encontrado pessoas que se tornaram muito

importantes para mim, e creio que isto é obra de Deus em minha vida. Portanto, eu quero em

primeiro lugar agradecer ao nosso Pai-Maior por me carregar em seus braços nos momentos

mais difíceis e sempre me cercar de pessoas tão especiais, que me ajudam a cada dia escrever

com dignidade uma nova página da minha vida.

Dedico este trabalho e minha vida aos meus pais amados João Fernandes dos Santos e Maria

José Rufino Santos por me ensinarem, primordialmente, as lições de amor, respeito, gratidão e

generosidade para com o meu próximo e por devotarem suas vidas e seu amor incondicional a

mim e meus irmãos. E por acreditarem que a educação é a principal arma na luta por um

mundo melhor. Aos meus queridos irmãos: Ceiça, Vinícius, Alquísia e Helem, por me

amarem e me apoiarem sempre. Aos meus sobrinhos Henry, Janjão, Bebel, Eric e Tuco, que

dão a cada dia um novo sentido a minha vida. Aos meus cunhados: Lasmar, Miguel e

Alessandra por completarem os laços desta grande corrente de amor.

Agradeço a todos os professores do Programa de Pós-Graduação em Geotecnia da

Universidade de Brasília que com muita competência nos transmitiram seus conhecimentos,

apresentando-nos novos horizontes.

Em especial, agradeço ao meu orientador Professor Camapum de Carvalho, a quem tenho

imenso respeito e carinho. Meus sinceros agradecimentos pela paciência, dedicação, pelas

suas sugestões e críticas, e por ter confiado a realização desta pesquisa em Manaus, sob co-

orientação da Professora Consuelo.

À minha eterna Professora Consuelo Alves da Frota, minha co-orientadora nesta pesquisa, a

quem tenho imenso respeito, admiração, amizade e amor. Mais que uma grande

incentivadora, um exemplo de dedicação, doação e amor ao ensino, a pesquisa e coordenação

do Grupo de Geotecnia. Agradeço as sábias palavras de conforto nos momentos difíceis, a

imensa colaboração, a troca de conhecimentos e por ter cedido as instalações do Laboratório

de Mecânica dos Solos - UFAM, os equipamentos e materiais para realização desta

Dissertação de Mestrado em sua totalidade. Em seu nome agradeço também a Universidade

v

Federal do Amazonas – UFAM, instituição que tenho imenso orgulho pela minha formação e

faço parte pelo Grupo de Geotecnia, desde 2000.

Aos engenheiros Cleudinei Lopes, Diego Meneses, Fábio Nunes, Daniela D’Antona pelas

trocas de conhecimentos e pelas palavras de incentivo. Às minha amigas-irmãs: Enga. Paula

Mello e Enga. Janaina Procópio pela amizade, baseada no amor, no respeito, na admiração

mútua e na fraternidade. Ao Técnico Francivaldo e da D. Meire pela grande ajuda a mim

dispensada na confecção das misturas e na limpeza do laboratório.

Aos meus colegas da Geo/UnB: Cássio, Giovani, Salomé, Carmem, Petros, Lorena, Enio,

Jaqueline, Ângela, Lucho, Daniel, Marcos, Ary, Joice, Bella, Pri, Wallace e Elder pelo

companheirismo e carinho. Aos técnicos e a secretária Nilzith pelo apoio durante o decorrer

do curso. A minha amiga-irmã de todas as horas, Enga. Joseleide Silva pela força nos

momentos difíceis e pelas inúmeras alegrias vividas durante mais esse ano.

À Família Santos Marinho que me proporcionou um novo lar em Brasília, acolhendo-me com

muito carinho. Ao Tio Ferdinand, Tia Antônia e aos meus queridos primos, meu amor e

minha eterna gratidão.

Ao CNPq pelo apoio financeiro e a todos, que de forma direta ou indiretamente, colaboraram

com a realização deste trabalho.

vi

RESUMO

ESTUDO DO COMPORTAMENTO DE AGREGADO SINTÉTICO DE ARGILA

CALCINADA PARA USO EM REVESTIMENTOS ASFÁLTICOS PARA MANAUS

Em regiões como o Município de Manaus, onde o material rochoso superficial é escasso ou

encontra-se a grandes distâncias de transporte, e uma espessa camada superficial argilosa faz-

se presente, a proposta concernente à confecção agregados artificiais, tendo a argila como

matéria-prima, apresenta-se como alternativa, além de substituir o material granular

normalmente empregado – o seixo extraído do leito de rios. Inicialmente, avaliaram-se dois

solos (Solo 01 e Solo 02) quanto ao potencial à calcinação. Definiu-se como mais apropriado

o Solo 01 e confeccionaram-se os agregados sintéticos de argila calcinada (ASAC). Este

material, juntamente com o seixo, foram os agregados graúdos formadores de três tipos de

misturas asfálticas (M1 com ASAC, M2 com ASAC britado e M3 com seixo), dosadas com

base na metodologia Marshall. Nos três casos utilizou-se como agregado fino uma areia de rio

e como filler o cimento Portland.O agregado sintético (ASAC) foi enquadrado na Faixa C do

DNIT e nos limites da Superpave para compor as misturas M1 e M2, respectivamente. Como

material comparativo confeccionou-se uma mistura de referência, utilizada no Município

Manauara, empregando-se o material aluvionar, sendo esta enquadrada na faixa C e

Superpave (M3), simultaneamente. Para o cálculo dos parâmetros volumétricos das misturas

com ASAC, determinou-se a densidade máxima teórica segundo o método de Rice, em função

de sua elevada absorção, e para o seixo foi realizada a média ponderada das densidades.

Caracterizaram-se as misturas asfálticas por meio de suas propriedades mecânicas, dadas pela

resistência à tração por compressão diametral (RT), pelo módulo resiliente (MR), pela

deformação permanente (Creep dinâmico) e pela vida de fadiga. No geral, o desempenho

mecânico das misturas asfálticas compostas com agregado sintético mostrou-se mais

satisfatório se comparado àqueles obtidos pelas misturas confeccionadas com material natural.

vii

ABSTRACT

STUDY OF SYNTHETIC CALCINATED CLAY AGGREGATES BEHAVIOR FOR

USE IN PAVEMENT ASPHALT FOR MANAUS

In regions as the City of Manaus, where the superficial stone material is scarce or is to be

found only at long distances, and a thick clay superficial layer becomes present, the

alternative for the manufacture of artificial aggregates, having the clay as raw material, it

comes as alternative, beyond replacing the normally used granular material - the pebble mined

from rivers bed. Initially, two soils (Soil 01 and Soil 02) were evaluated as to their potential

for calcinations. Soil 01 was defined as more appropriate and had confectioned synthetic

calcinated clay aggregates (ASAC). This material, together with the pebble, compose three

types of asphalt mixtures (M1 with ASAC, M2 with crushed SCCA and M3 with pebbles),

blended as the Marshall methodology. The synthetic aggregate (ASAC) was classified under

C limits (DNIT) and within the Superpave (SHRP) limits to comprise the M1 and M2

mixtures, respectively. The alluvial material was used as comparative material a reference

mixture used in Manaus, such mixture being classified under C limits and Superpave (M3),

simultaneously. For the calculation of the volumetric parameters of the ASAC mixtures, the

maximum theoretical density according to the Rice test was determined by taking into

account their high absorption rate. For the pebble a weighed density average was performed,

simultaneously. For the calculation of the volumetric parameters of the mixtures with ASAC,

it was determined according to theoretical maximum density Rice method, in function of its

raised absorption, and for the pebble the weighed mean of the densities was carried through.

The asphalt mixtures are characterized by their mechanical properties obtained by their tensile

strength tests by Brazilian Tensile Test (RT), resilient modulus (MR), creep dynamics and

fatigue test. By and large, the mechanical performance of the asphalt mixtures made up with

the synthetic aggregate proved more satisfactory than those made up with the natural material.

viii

ÍNDICE

1. INTRODUÇÃO.................................................................................................................1

1.1 OBJETIVOS.............................................................................................................3

1.1.1 Geral..............................................................................................................3

1.1.2 Específicos....................................................................................................3

1.2 ORGANIZAÇÃO DA DISSERTAÇÃO..................................................................4

2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA.........................................................................................5

2.1 MISTURAS ASFÁLTICAS............................................................................................5

2.2 AGREGADOS PARA PAVIMENTAÇÃO.............................................................9

2.2.1 Agregados Artificiais de Argila..................................................................10

2.3 ENSAIOS MECÂNICOS..............................................................................................16

2.3.1 Resistência á Tração por Compressão Diametral (RT)...............................21

2.3.2 Módulo Resiliente (MR).............................................................................24

2.3.3 Creep Dinâmico..........................................................................................27

2.3.4 Fadiga.........................................................................................................29

3. MATERIAIS E MÉTODOS.........................................................................................34

3.1 CARACTERIZAÇÃO DOS SOLOS E DOS AGREGADOS SINTÉTICOS..............34

3.1.1 Ensaio para Seleção Expedita pelo Processo de Fervura e Ensaio de Perda

de Massa Após a Fervura..............................................................................................38

3.1.2 Ensaio de Desgaste por Abrasão “Los Angeles”........................................39

3.2 CARACTERIZAÇÃO DOS COMPONENTES DAS MISTURAS ASFÁLTICAS....44

3.2.1 Material – AGREGADO SINTÉTICO DE ARGILA CALCINADA

(ASAC).........................................................................................................................44

3.2.2 Material – SEIXO ......................................................................................46

3.2.3 Material – AREIA.......................................................................................47

3.2.4 Material – FILER........................................................................................49

3.2.5 Material – LIGANTE..................................................................................50

3.3 ESTUDO DA MISTURA ASFÁLTICA.......................................................................52

3.3.1 Seleção das Granulometrias........................................................................52

ix

3.3.2 Definição do Teor de Ligante.....................................................................56

3.3.3 Densidade Máxima Teórica (DMT) das Misturas......................................60

3.4 CARACTERIZAÇAO MECÂNICA DAS MISTURAS ASFÁLTICAS.....................62

3.4.1 Resistência á Tração por Compressão Diametral (RT)..............................63

3.4.2 Módulo de Resiliência (MR)......................................................................64

3.4.3 Deformação Permanente (“Creep” Dinâmico)...........................................65

3.4.4 Vida de Fadiga............................................................................................66

4 APRESENTAÇÃO E ANÁLISE DE RESULTADOS...................................................71

4.1 ENSAIOS PRELIMINARES........................................................................................71

4.2 PARÂMETROS FÍSICOS DAS MISTURAS ASFÁLTICAS....................................75

4.3 RESULTADOS DOS ENSAIOS MECÂNICOS........................................................77

4.3.1 Resistência á Tração por Compressão Diametral (RT)..............................78

4.3.2 Módulo Resiliente (MR)............................................................................80

4.3.3 Relação MR/RT..........................................................................................85

4.3.4 Deformação Permanente (“Creep” Dinâmico)...........................................86

4.3.5 Ensaio de Fadiga.........................................................................................88

5 CONCLUSÕES E SUGESTÕES......................................................................................92

5.1 CONCLUSÕES............................................................................................................92

5.2 SUGESTÕES PARA CONTINUAÇÃO DESTE TRABALHO.................................94

6 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS.............................................................................96

x

LISTA DE TABELAS

Tabela 2.1 – Sistema de Classificação de Agregados Sintéticos..............................................11

Tabela 2.2 – Recomendações de uso (DNER, 1989)................................................................14

Tabela 2.3 – Composição química de argilas (DNER, 1981)...................................................14

Tabela 3.1 – Dados das jazidas.................................................................................................35

Tabela 3.2 – Limites de Atterberg............................................................................................36

Tabela 3.3 – Controle da variação gravimétrica e volumétrica................................................43

Tabela 3.4 – Características do ASAC produzido....................................................................44

Tabela 3.5 – Características do ASAC britado.........................................................................45

Tabela 3.6 – Características do Seixo rolado............................................................................46

Tabela 3.7 – Características da areia.........................................................................................47

Tabela 3.8 – Especificação do DNER - Agregado miúdo em misturas....................................48

Tabela 3.9 – Características do Cimento Portland....................................................................49

Tabela 3.10 – Especificação DNER - Material de enchimento................................................50

Tabela 3.11 – Resultado do DSR - Amostra envelhecida, RTFO e PAV................................51

Tabela 3.12 – Resultado do ensaio no DSR - amostras antes e após o

envelhecimento.........................................................................................................................51

Tabela 3.13 – Características do Cimento Asfáltico de Petróleo (CAP)..................................52

Tabela 3.14 – Composição da mistura com ASAC na Faixa C DNIT – M1............................53

Tabela 3.15 – Composição da mistura com ASAC na Superpave – M2..................................54

Tabela 3.16 – Pontos de controle e zona de restrição para DMN 9,50mm...............................54

Tabela 3.17 – Composição da mistura convencional................................................................55

Tabela 3.18 – Parâmetros de dosagem para CBUQ..................................................................58

Tabela 4.1 – Análises Preliminares...........................................................................................71

Tabela 4.2 – Valores aceitáveis e valores obtidos na análise química......................................75

Tabela 4.3 – Índices físicos das misturas para o teor ótimo de ligante.....................................77

Tabela 4.4 – Valores de RT para as misturas estudadas...........................................................78

Tabela 4.5 – Resultados da relação MR/RT.............................................................................85

Tabela 4.6 – Resultados do ensaio de Creep Dinâmico............................................................88

x

LISTA DE FIGURAS

Figura 1. 1 – Rodovias federais no Estado do Amazonas (DNIT, 2006)......................................1

Figura 2. 1 – Características geológicas da Região Norte (Sarges, 2006)....................................9

Figura 2. 2 – Produção de agregado na Guiana Inglesa (Batista, 2004).....................................12

Figura 2. 3 – Produção de agregados no Sudão Anglo-Saxônico (Batista, 2004)......................13

Figura 2. 4 – Representação esquemática das deformações nas misturas asfálticas (Nunes,

2006)...........................................................................................................................................17

Figura 2. 5 – Tensões em um pavimento (Medina e Motta, 2005).............................................18

Figura 2. 6 – Algoritmo utilizado pela AASHTO TP31-96 (Modificado de Brito, 2006).........19

Figura 2. 7 – Algoritmo utilizado pelo LTPP - Protocolo P07 (Modificado de Brito, 2006).....19

Figura 2. 8 – Algoritmo utilizado pelo NCHRP - 1-28 e 1-28A(Modificado de Brito, 2006)...20

Figura 2. 9 – Comparativo entre os deslocamentos resilientes instantâneos (Modificado de

Brito, 2006).................................................................................................................................20

Figura 2. 10 – Esquema de tensões em um ponto qualquer, durante o ensaio de compressão

diametral (Pinto, 1991)...............................................................................................................21

Figura 2. 11 – Representação dos esforços e do plano de ruptura típica no ensaio de Resistência

à Tração (Brito, 2006)................................................................................................................22

Figura 2. 12 – Distribuição teórica de tensões nos planos diametrais no ensaio de Resistência à

Tração (Brito, 2006)...................................................................................................................22

Figura 2. 13 – Deformações por esforços repetidos (modificado Huang, 1993).......................25

Figura 2. 14 – Representação dos tipos de solicitações (Pinto, 1991).......................................30

Figura 2. 15 – Influência do tipo de solicitação na vida de fadiga em misturas asfálticas........31

Figura 3. 1 – Amostras na chegada ao Laboratório de Mecânica dos Solos (LMS/UFAM).....34

Figura 3. 2 – Curvas granulométricas dos solos........................................................................35

Figura 3. 3 – Granulometria do Solo 01 e Solo 02, segundo a ABNT......................................36

Figura 3. 4 – Carta de Plasticidade dos solos em estudo...........................................................36

Figura 3. 5 – Confecção de corpos de prova para os ensaios preliminares...............................37

Figura 3. 6 – Forno mufla utilizado e amostras antes e após a queima a 900°C.......................37

Figura 3. 7 – Ensaio de autoclave..............................................................................................38

xi

Figura 3. 8 – Ensaio de perda de massa após a fervura.............................................................39

Figura 3. 9 – Ensaio de desgaste por abrasão “Los Angeles”....................................................39

Figura 3. 10 – Solo umedecido e homogeneizado......................................................................40

Figura 3. 11 – Moldagem do “tarugo” de argila.........................................................................41

Figura 3. 12 – Telas e forma de corte de agregados...................................................................41

Figura 3. 13 – Secagem de ASAC’s ao ar..................................................................................41

Figura 3. 14 – Agregados calcinados.........................................................................................42

Figura 3. 15 – Forno utilizado para queima do agregado em grandes quantidades...................42

Figura 3. 16 – Medição de volume utilizando mercúrio............................................................43

Figura 3. 17 – Granulometria - Agregados Sintéticos de Argila Calcinada..............................44

Figura 3. 18 – Granulometria - ASAC britado..........................................................................46

Figura 3. 19 – Granulometria - Seixo rolado.............................................................................47

Figura 3. 20 – Curva granulométrica – Areia............................................................................48

Figura 3. 21 – Granulometria - Cimento Portland....................................................................49

Figura 3. 22 – Material ASAC – Faixa C DNIT – M1..............................................................53

Figura 3. 23 – Material ASAC – Faixa SUPERPAVE – M2....................................................54

Figura 3. 24 – Material SEIXO – Faixa C / SUPERPAVE – M3.............................................55

Figura 3. 25 – Determinação dos índices físicos.......................................................................58

Figura 3. 26 – Determinação do teor de CAP (3º DRF)............................................................59

Figura 3. 27 – Preparação dos agregados para confecção da mistura.......................................59

Figura 3. 28 – Confecção da mistura.........................................................................................60

Figura 3. 29 – Procedimentos segundo o Rice Test (ASTM-2041)..........................................61

Figura 3. 30 – Universal Testing Machine (UTM)...................................................................63

Figura 3. 31 – Seqüência do ensaio de RT................................................................................64

Figura 3. 32 – Detalhes do ensaio para determinação do MR..................................................65

Figura 3. 33 – Ensaio de Creep dinâmico.................................................................................67

Figura 3. 34 – Ensaio de Vida de fadiga...................................................................................68

Figura 4.1 – Dados de retração do solo.....................................................................................73

Figura 4.2 – Corpos de prova para avaliação da retração do solo.............................................74

Figura 4.3 – Determinação do teor de ligante para a mistura M1.............................................76



Figura 4.6 – Carga de ruptura relativa ao ensaio de Resistência à Tração (RT).......................78

xii

Figura 4. 7 – Corpo de prova da mistura M1(Faixa C), após ensaio de RT...............................79

Figura 4. 8 – Corpo de prova da mistura M2 (Superpave), após ensaio de RT..........................80

Figura 4.9 – Corpo de prova da mistura M3 (Seixo), após ensaio de RT...................................80

Figura 4.10 – Módulo Resiliente para as misturas asfálticas (MR)............................................82

Figura 4. 11 – Módulo resiliente em função do carregamento aplicado.....................................83

Figura 4. 12 – Deformações dos últimos 5 pulsos de carga (10% RT - M1)..............................84



Figura 4. 15 – Resultados de MR/RT para as misturas...............................................................84

Figura 4. 16 – Resultados dos ensaios de Creep Dinâmico........................................................87

Figura 4. 17 – Ensaio de Fadiga, Mistura M1............................................................................89



Figura 4. 20 – Comparativo das misturas para os níveis de tensão ensaiados...........................90

xiii

LISTA DE SÍMBOLOS, ABREVIAÇÕES E NOMENCLATURAS

AASHO – Americam Association State Highway Oficials

AAUQ – Areia Asfáltica Usinada à Quente

ABNT – Associação Brasileira de Normas Técnicas

ASAC – Agregado Sintético de Argila Calcinada

ASTM – American Society for Testing Materials

CAP – Cimento Asfáltico de Petróleo

CBR – Califórnia Bearing Ratio

CBUQ – Concreto Betuminoso Usinado à Quente

CENPES – Centro de Pesquisas Petrobrás

CNPq – Conselho Nacional de Pesquisa

CP – Corpo de prova

d – Diâmetro do CP

DC – Deformação controlada

DMM – Densidade Máxima Medida

DMT – Densidade Máxima Teórica

DNER – Departamento Nacional de Estradas e Rodagens

DNIT – Departamento Nacional de Infra-Estrutura de Terrestre

DNM – Diâmetro Nominal Máximo

DRF – Distrito Rodoviário Federal

DSR – Dinamic Shear Rheometer

Ec – Módulo de Fluência ou Módulo de Creep

FHWA – Federal Highway Administration

F – Força

G* – Módulo de Cisalhamento Complexo

hr – altura de referência

IME – Instituto Militar de Engenharia

IPR – Instituto de Pesquisas Rodoviárias

LMS – Laboratório de Mecânica dos Solos

LTPP – Long Term Pavement Performance

LVDT – Linear Variable Differential Transducer)

xiv

MR – Módulo de Resiliência

N – Número de ciclos

NCHRP – National Cooperative Highway Research Program

UFAM – Universidade Federal do Amazonas

UnB – Universidade de Brasília

PG – Performance Grade

RBV – Relação Betume Vazios

RT – Resistência à Tração

RTFO – Rolling Thin Film Oven

SGC – Superpave Gyratory Compactor

SHRP – Strategic Highway Research Program

SUPERPAVE – Superior Performance Asphalt Pavements

t – espessura do CP

TC – Tensão controlada

TMN – Tamanho Máximo Nominal

UTM – Universal Testing Machine

Vv – Volume de vazios

Zr – Zona de restrição

∆σ – Diferença de tensão

ε – Deformação total

εabs – Deformação absoluta

εe – Deformação elástica

εesp – Deformação específica

εp – Deformação plástica

εt – Deformação recuperável

εve – Deformação visco-elástica

εvp – Deformação visco-plástica

δ – Ângulo de fase

σc – Tensão de compressão

σh – Tensão horizontal

σt – Tensão de tração

σv – Tensão vertical

ν – Coeficiente de Poisson

xv

1. INTRODUÇÃO

A pavimentação de estradas é uma das principais condicionantes para o desenvolvimento

socioeconômico, principalmente em países como o Brasil, onde a opção rodoviária prevalece

sobre os demais meios de transportes.

O Amazonas é a mais extensa das unidades federativas brasileiras, ocupando área de

1.570.745 km2. Possui enorme biodiversidade, resultante de sua ocupação pela floresta e pelas

águas de seus caudalosos rios. Apesar do vasto território, ainda figura timidamente no cenário

econômico nacional, decorrente, em parte, pela carência de rodovias que o interligue aos

demais Estados da Federação e aos países fronteiriços. O acesso ao Estado do Amazonas

ocorre mormente por via fluvial ou aérea – o transporte rodoviário se vê dificultado, em regra,

pelas precárias condições dos poucos pavimentos existentes.

As duas principais rodovias federais (Figura 1.1) que cortam o Estado do Amazonas são:

(1) BR-319 liga Manaus a Porto Velho, propiciando o escoamento da produção do interior do

Estado pelas vias fluviais até o porto de Manaus e, por conseguinte, viabilizando a

distribuição daquela ao restante do País;

(2) BR-174 liga Manaus a Boa Vista e possibilita o intercâmbio com outros países da

América do Sul, por meio da Venezuela.

Figura 1. 1 – Rodovias federais no Estado do Amazonas (DNIT, 2006).

1

As rodovias federais no Estado do Amazonas, segundo o relatório do Plano Emergencial de

Trafegabilidade das Rodovias Federais do Departamento Nacional de Infra-Estrutura de

Transportes (DNIT, 2006), convivem rotineiramente, entre outros problemas, com (1)

desgaste precoce do revestimento, (2) buracos (“panelas”) ao longo do eixo estradal, (3)

depressões e afundamentos no eixo e (4) nos bordos da pista e (5) queda da pista de rolamento

– decorrente da ruptura de bueiros. Essas condições são agravadas por falta de medidas

preventivas, como a manutenção regular e o controle do volume de cargas dos veículos.

O histórico problema da construção de estradas na Capital do Estado do Amazonas está

relacionado com as peculiaridades do seu subsolo (espessa camada superficial argilosa) e com

a escassez de material pétreo aflorante, aliado as severas condições climáticas (elevadas

temperaturas e altas taxas pluviométricas anuais). Em função dessa aludida carência de

material granular, emprega-se, no sistema viário do Município de Manaus, misturas

betuminosas, do tipo areia asfalto usinada à quente (AAUQ), sobre camadas compostas por

material com predominância argilosa (base e sub-base). Tal pavimento apresenta falência

estrutural precoce, decorrente, sobretudo, do acúmulo excessivo de deformações permanentes

na camada superficial.

A assinalada característica instou a Engenharia Civil a pesquisar alternativas ao material

granular que, em geral, culminaram no uso do seixo rolado como agregado graúdo, causando

profundos impactos ambientais. Algumas opções também vêm sendo estudadas pelo Grupo de

Geotecnia da UFAM. Notadamente, a cal de carbureto (resíduo oriundo do Pólo Industrial de

Manaus e resultante do processo de produção do gás acetileno), os resíduos da construção

civil e os agregados sintéticos de argila calcinada (ASAC).

A grande motivação do trabalho em apreço reside em propiciar soluções técnicas e

econômicas para a construção de pavimentos rodoviários no Estado do Amazonas, pelo fato

de a argila calcinada constituir, por vezes, a única solução de agregado graúdo para a

construção civil em regiões longínquas da indicada Unidade Federativa, interligando-se a esta

por meio de transporte fluvial, sendo baixa a navegabilidade dos rios regionais no verão. No

mais, cuida-se de alternativa tecnológica de baixo custo, em relação ao agregado de argila

expandida. Vieira e Cabral (2006) afirmam que estudos desenvolvidos pelo IME já

demonstraram a possibilidade de obtenção de agregados artificiais de argila calcinada a custos

significativamente inferiores aos da argila expandida.

2

Os fatores condicionantes que proporcionam redução do custo do agregado sintético levam

em conta (1) a escassez de material pétreo; (2) matéria-prima (argila) em abundância; (3) uso

da produção cada vez maior no Estado do Amazonas de gás natural, fonte de energia limpa

(teor de enxofre zero), e (4) a construção do gasoduto Coari-Manaus.

1.1 OBJETIVOS

1.1.1 GERAL

A pesquisa tem por objetivo geral estudar a viabilidade técnica de solos argilosos superficiais

do Município de Manaus, quanto ao seu potencial para calcinação visando o seu emprego em

misturas asfálticas, de modo a suprir a carência de agregado pétreo na região amazônica para

uso em estruturas de pavimento. A solução aspira à preservação das matérias-primas naturais

provenientes do leito dos rios do Estado do Amazonas

1.2.2 ESPECÍFICOS

A pesquisa tem por objetivos específicos:

1. Avaliação de solos argilosos do Município de Manaus quanto a seu potencial para

confecção de agregado sintético de argila calcinada (ASAC);

2. Enquadramento do agregado sintético e do material aluvionar nas faixas Faixa C

(DNIT) e Superpave;

3. Definição das dosagens, segundo procedimento Marshall;

4. Comparação das misturas asfálticas, tipo CBUQ, confeccionadas com agregado

sintético (ASAC) e natural (Seixo), conforme o comportamento mecânico dado por (1)

resistência à tração (RT), (2) módulo resiliente, (3) creep dinâmico e (4) vida de

fadiga.

3

1.3 ORGANIZAÇÃO DA DISSERTAÇÃO

O presente trabalho se encontra assim organizado:

Capítulo 1: Planteia perspectiva geral da pesquisa, as condicionantes que motivaram tal

estudo, bem como os objetivos desta dissertação.

Capítulo 2: Abordam-se as características e as propriedades dos agregados sintéticos de

argila calcinada (ASAC), sua origem e utilização na pavimentação. Apresenta, ainda, revisão

bibliográfica a partir dos principais estudos realizados, referentes, principalmente, à

resistência à tração (RT), ao módulo resiliente, ao creep dinâmico e à vida de fadiga.

Capítulo 3: Explicitam-se os ensaios preliminares, objetivando-se a validação dos solos

quanto a seu potencial à calcinação, os experimentos verificadores do agregado sintético, a

dosagens das misturas asfálticas confeccionadas e os procedimentos realizados nos ensaios

mecânicos.

Capítulo 4: Apresenta o exame e a discussão dos resultados, em face do determinado no

Capítulo 3.

Capítulo 5: Consignam-se as conclusões obtidas neste trabalho e as sugestões para futuras

pesquisas.

4

2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

Neste capítulo foram abordados alguns dos principais trabalhos realizados com misturas

asfálticas, os métodos utilizados na confecção das misturas, os principais tipos de

revestimentos, tipos de agregados, metodologia adotada para produção de agregados

sintéticos de argila e os procedimentos empregados na realização dos ensaios dinâmicos.

2.1 MISTURAS ASFÁLTICAS

Conforme o Manual do Asfalto (1989) foi o Instituto do Asfalto que apresentou o primeiro

procedimento documentado para misturas asfálticas, conhecido como método Hubbard-Field.

Este foi desenvolvido, originalmente, para dosagem de misturas do tipo areia asfáltica e,

posteriormente modificado para concreto asfáltico. Para as misturas a quente as dosagens

Hveem e Marshall foram as mais empregadas nos anos de 1940 a meados de 1990. No Brasil,

utiliza-se comumente para composição de misturas asfálticas o método de dosagem Marshall

do Departamento Nacional de Infra-Estrutura Terrestre – DNIT, por meio do qual se

determina o teor de ligante.

A dosagem de misturas asfálticas consiste em determinar as proporções adequadas de

materiais, visando satisfazer suas propriedades volumétricas e mecânicas. Como resultado a

mistura deverá apresentar, dentre outras, as seguintes características estruturais:

Resistência ao desgaste;

Resistência aos danos provocados pelas intempéries;

Resistência à fadiga;

Resistência às deformações permanentes.

Devendo, também atender a requisitos funcionais e de segurança, tais como:

Impermeabilidade, visando à proteção da estrutura dos pavimentos;

Trabalhabilidade, durante o processo de fabricação e execução do revestimento em

campo;

5

Boa aderência pneu/pavimento, conferindo segurança e conforto aos usuários.

Vários são os tipos de revestimentos empregados em estruturas de pavimento, sendo o tipo e a

sua composição, dependentes dentre outros, dos materiais, equipamentos disponíveis e técnica

escolhida. Tais camadas também devem procurar otimizar a relação custo/benefício. Neste

trabalho abordar-se-á a mistura asfáltica do tipo Concreto Betuminoso Usinado à Quente

(CBUQ).

• Dosagem Marshall

O Manual do Asfalto (1989) observa que os procedimentos deste método foram concebidos

durante a 2ª Guerra Mundial, com a finalidade de definir proporções de agregados e ligantes,

para compor as camadas de revestimento destinadas ao tráfego de aeronaves militares. O

método de dosagem Marshall é o mais difundido e adotado no Brasil na confecção de

misturas asfálticas, seguindo as especificações do DNER-ME 043/94. Passou por algumas

alterações, como por exemplo, a exclusão dos parâmetros estabilidade e fluência como pré-

requisitos na dosagem das misturas. Tal procedimento tem sido criticado pela dispersão de

seus resultados, oriunda, dentre outros fatores: da forma de compactação; das características

dos equipamentos usados; e das condições operacionais, para misturas preparadas nas mesmas

condições (Coelho e Sória, 1992). Segundo Motta (1998), o presente método possui pouca

representatividade quanto à compactação relativa ao campo. Segundo Soares et al. (2000),

mesmo utilizando o procedimento de dosagem Marshall, existem diferentes métodos de

escolha do teor ótimo de ligante, baseados em parâmetros, tais como: (1) Volume de vazios

(Vv) – o teor ótimo escolhido corresponde a um Vv igual a 4%; (2) Estabilidade Marshall,

peso específico e volume de vazios – o teor de projeto é uma média de três teores,

correspondente àqueles associados à máxima estabilidade, ao peso específico máximo da

amostra compactada e um Vv igual a 4%; (3) Valor selecionado a partir dos teores obtidos,

para atender os limites de Vv e relação betume vazios (RBV). Este procedimento é adotado

pelo 3º Distrito Rodoviário Federal (3ºDRF/ DNIT).

Determinou-se o teor ligante de projeto, para esta pesquisa, segundo a dosagem Marshall para

misturas a quente, por meio de parâmetros volumétricos, ou seja, aquela adotada pelo 3ºDRF,

que relaciona o teor de ligante com o volume de vazios (Vv) e o teor de ligante com a relação

betume-vazios (RBV).

6

• Dosagem Superpave

Realizaram-se estudos nos Estados Unidos, no período de 1988 a 2003, sobre materiais

asfálticos que culminaram em um novo procedimento de dosagem denominado Superpave

(Superior Performance Asphalt Pavements), tal metodologia tem por finalidade desenvolver

uma nova forma de especificar os ligantes asfálticos, baseada, sobretudo, em condições mais

próximas da realidade de campo do que a especificação convencional. Objetivou, também, a

melhoria das especificações para evitar problemas quanto às deformações permanentes,

trincas por fadiga, fissuras a baixas temperaturas e envelhecimento de pavimentos flexíveis

(Roberts et al., 1996). Diferentemente da classificação convencional, que classifica o ligante

em função de sua consistência (penetração e viscosidade), na classificação Superpave o

ligante asfáltico passa a ser classificado pelo seu grau de desempenho (performance grade –

PG), com base na temperatura do pavimento onde será construído.

A granulometria dos agregados a serem utilizados nas misturas, segundo o citado método, é

controlada por 04 (quatro) peneiras: peneira máxima; peneira máxima nominal; peneira com

diâmetro igual a 2,36mm e peneira cujo diâmetro é 0,075mm. A peneira máxima nominal

(TMN) corresponde à peneira de tamanho imediatamente acima da primeira peneira que

retiver mais de 10% do agregado combinado, A peneira máxima é de um diâmetro acima da

peneira de diâmetro máximo nominal. Estas peneiras funcionam como balizadoras da curva

granulométrica, além da consideração de uma zona de restrição (Zr). Entretanto, existem

muitas contradições na literatura no tocante à eficiência desta zona. Estudos de Sebaaly et al.

(1997), Hand et al. (2001), Kandhal e Mallick (2001), Kandhal e Cooley Jr. (2002)

apresentam divergências em relação ao melhor posicionamento da curva em relação à zona de

restrição.

Uma das maiores mudanças propostas pelo Superpave refere-se à forma de compactação dos

corpos de prova. Visando a um dispositivo que compactasse a mistura betuminosa em

condições mais próximas da compactação em campo. De forma que as densidades finais

fossem aquelas obtidas no pavimento por meio de condições reais de clima e carregamento, os

pesquisadores do Strategic Highway Research Program (SHRP) desenvolveram o

compactador giratório superpave (SGC). Tal procedimento consiste na compactação giratória,

por aplicação de esforços de amassamento, em amostras cilíndricas. Neste trabalho não foi

7

possível realizar a compactação com esta metodologia em virtude de não se dispor deste tipo

de equipamento.

O ligante passou a ser caracterizado com a finalidade de obter parâmetros referentes à

minimização dos efeitos de fadiga e deformação permanente. Considerando que o

comportamento do ligante depende do carregamento e da temperatura em que ele se encontra,

para sua avaliação utiliza-se o reômetro de cisalhamento dinâmico (DSR, do inglês, Dynamic

Shear Rheometer) responsável por medir o módulo de cisalhamento complexo (G*) e a

defasagem entre a máxima deformação aplicada e o cisalhamento máximo ou ângulo de fase

(δ). O primeiro parâmetro – (G*) é composto por duas parcelas: uma elástica (G’),

recuperável, e outra viscosa (G”), não recuperável. Estas são obtidas segundo as seguintes

equações 2.1 e 2.2. A equaçao 2.3 é estabelece os valores mínimos capazes de garantir

adequada resistência ao acúmulo de deformação permanente (G*/sen(δ) maiores que 1,0 kPa

e 2,2 kPa para amostras virgens e envelhecidas, respectivamente).

G’ = |G*|.cos(δ) (2.1)

G” = |G*|.sen(δ) (2.2)

G” = G*/sen(δ) (2.3)

Para materiais perfeitamente elásticos, a deformação resultante do carregamento é obtida

instantaneamente, onde o ângulo de fase é igual a 0°. Para fluidos viscosos, dentre eles o

ligante asfáltico quando submetido a altas temperaturas, o tempo de resposta é maior, sendo o

ângulo de fase próximo a 90°. O valor da componente viscosa não recuperável – G*sen(δ) –

não deve exceder 5000 kPa para que os efeitos da fadiga sejam minimizados.

2.2 AGREGADOS PARA PAVIMENTAÇÃO

Nas misturas asfálticas do tipo concreto betuminoso usinado à quente (CBUQ) o agregado

graúdo desempenha importante função, respondendo pela transmissão das cargas de rodas às

camadas subjacentes por intermédio do atrito interno. As suas propriedades volumétricas e

mecânicas dependem de diversos fatores, dentre eles: graduação dos agregados, formato e

textura dos grãos, processo de compactação, propriedades do ligante asfáltico e a

proporcionalidade de agregados e ligante asfáltico. Particularmente, na pavimentação de

8

estradas, a característica que mais afeta as propriedades de uma mistura quanto à rigidez,

estabilidade, permeabilidade, trabalhabilidade, resistência à fadiga entre outras, é a

granulometria destes materiais.

Na engenharia os materiais pétreos mais utilizados são produtos da britagem de rochas e

posterior segregação em frações. Algumas regiões do Brasil possuem carência de rochas

aflorantes. Segundo BENTO (1998), Manaus contém porções da unidade morfoestruturais

Planalto Dissecado Rio Trombetas-Rio Negro e Planície Amazônica, consistindo em relevos

de interflúvios tabulares que favorecem a ocupação humana em seu sítio urbano. Compreende

as mais variadas formas de relevo e associações de solos, incluindo as do Planalto Dissecado

do Rio Trombetas-Rio Negro com os interflúvios tabulares e colinas, com predominância de

solos do tipo latossolo amarelo, seguindo em menor proporção os solos podzólicos vermelho

amarelo, lateritas hidromórficas e podzol hidromórfico do Planalto Rebaixado da Amazônia

Ocidental, apresentando escassez de material pétreo no seu sítio urbano. Tais afirmações são

corroboradas pela Figura 2.1, onde se nota que a região de coloração cinza onde está situada a

cidade de Manaus e suas adjacências há ocorrência predominantemente de solos

sedimentares.

Figura 2. 1 – Características geológicas da Região Norte (Sarges, 2006).

9

2.2.1 AGREGADOS ARTIFICIAIS DE ARGILA

Os agregados artificiais são aqueles em que os grãos são subprodutos de processo industrial

por transformação física e química do material (DNER, 1996), como exemplo destes tem-se a

argila calcinada expandida e a não-expandida, que são manufaturadas sob controle

tecnológico, utilizando-se como principal material em sua fabricação a argila.

Pinto (1996) classifica os agregados quanto a sua natureza em: naturais – aqueles que são

utilizados tal qual encontram-se na natureza. Exemplos: areias, saibro e cascalho; e artificiais

– aqueles que resultam de uma alteração física ou química de outros materiais. Exemplo:

argila expandida, argila calcinada, escória de aciaria, pedra britada.

De acordo com Batista (2004), a descoberta do agregado de argila expandida é creditada ao

fabricante de tijolos STEPHEN J. HAYDE, dando início à produção industrial de agregados

leves. Hayde, tentando resolver problemas relacionados a defeitos em peças cerâmicas,

provocadas por um inchamento anormal causado pela utilização de folhelhos argilosos,

acabou por descobrir acidentalmente um material alternativo capaz de reduzir

consideravelmente o peso estrutural de construções civis, bem como sua utilização como

agregado graúdo em pavimentação. A boa qualidade dos agregados sintéticos de argila

expandida pôde ser comprovada na construção do casco do navio americano USS Selma com

concreto leve, e lançado ao mar em 1919. Após 34 anos foi constatado que, apesar de exposto

às intempéries e sofrendo variação expositiva ao ar e a água salgada, não apresentava trincas

ou quaisquer outros sinais de deterioração.

Na pavimentação rodoviária, a tecnologia de emprego do agregado artificial de argila

expandida teve início na década de 50, nos estados do Texas e da Louisiana, culminando em

1969 na publicação de um relatório intitulado A Recomended Synthetic Coarse Aggregate

Classification System (Departamento de Estradas de Rodagem do Texas), estabelecendo

técnicas e critérios para avaliação das características desses agregados (DNER, 1990). A

Tabela 2.1 mostra as condições impostas pela DNER-EM 230/94 para tais materiais.

10

Tabela 2.1 – Sistema de Classificação de Agregados Sintéticos.

(DNER-EM 230/94)

Massa Específica Aparente

(ton/m3)

Desgaste após fervura (%)

Abrasão Los Angeles (%)Classe Grupo

máx. mín. máx. máx.

A 0.88 0.56 6 35 B 0.88 0.56 6 40

I Argila

Expandida C 0.88 0.56 10 45

A - 0.88 6 35 B - 0.88 6 40

II Argila Não Expandida C - 0.88 10 45

Segundo este sistema os agregados estão divididos em três grupos A, B e C, organizados em

ordem decrescente de qualidade, pertencentes a duas classes: I e II referentes à argila

expandida e argila não-expandida, respectivamente. A classe do material está diretamente

relacionada à sua composição químico-mineralógica em combinação com as suas

propriedades físicas.

Para a produção de agregados sintéticos de argila expandida são empregados folhelhos

argilosos com características químicas e mineralógicas que possibilitam: a produção de gases

durante o processo de fusão; a vitrificação suficiente para fechar os poros e reter os gases

formados durante o processo de fusão; liberação de gases no momento da passagem da fase

sólida para a líquida, permitindo a formação de grande número de bolhas. Segundo Vieira

(2000) as argilas que melhor atendem às condições para produção de agregado sintético

expandido são as argilas pertencentes à família das ilitas, que se apresentam na forma de

folhelhos sedimentares, estratificadas em camadas de coloração variada, e apresentam ainda

elevada plasticidade quando misturadas à água

Em geral, as matérias-primas para confeccionar agregados sintéticos de argila não-expandida

são as mesmas utilizadas na fabricação de cerâmica vermelha, não necessitando ter as mesmas

características das argilas e folhelhos empregados na confecção de agregados de argila

expandida. Toda argila que apresente elevada plasticidade poderá estar apta para confecção de

argregado não expandido (DNER, 1981). Para produzir agregados sintéticos não expansivos,

11

a temperatura para calcinação é da ordem de 800°C a 900°C. Já a fabricação dos agregados de

argila expandida requer temperaturas de queima acima de 1100°C.

O Relatório Final da Fábrica Prótotipo Móvel de Agregados de Argila (DNER,1990),

apresenta uma metodologia artesanal descrita no relatório do “Road Research Laboratory”

(Inglaterra,1951), para confecção de agregados de argila não-expandida. Na Figura 2.2 é

mostrado o dispositivo empregado na construção de uma rodovia na Guiana Inglesa. Lees

(1938), apud Batista (2004), relata que o procedimento consistia na umidificação e

homogeneização de solos argilosos. Posteriormente, estes eram dispostos em camadas de 60

cm sobre um colchão formado por toras de madeira, medindo 10 m x 15 m x 60 cm de

espessura. O processo de queima durava de 6 a 8 horas, alternando-se a colocação das

camadas de madeira e solo. Por fim, eram queimadas 4 camadas de solo, e após 5 a 6 dias este

material era retirado e transportado para ser utilizado como agregado graúdo em camadas de

revestimento primário e em misturas betuminosas na construção de pavimentos rodoviários.

Após o processo de queima, que durava de 6 a 8 horas, alternando-se a colocação das

camadas de madeira e solo. Por fim, eram queimadas 4 camadas de solo, após 5 a 6 dias este

material era retirado e transportado para ser utilizado como agregado graúdo em camadas de

revestimento primário e em misturas betuminosas na construção de pavimentos rodoviários.

Figura 2. 2 – Produção de agregado na Guiana Inglesa (Batista, 2004).

12

Ainda, segundo Batista (2004), no Sudão Anglo-Saxônico, o dispositivo utilizado consistiu

num forno tipo Iglu, com 2 metros de altura e 5 metros de diâmetro, onde eram dispostas

camadas de solo e lenha alternadamente. O tempo de queima era reduzido, devido ao

aproveitamento do calor produzido, por meio de ventilação por trincheiras dispostas

radialmente e pelo isolamento térmico. A operação total durava de 3 a 4 dias. Os agregados

foram utilizados na composição do revestimento do aeroporto de Málaca, na década de 30,

visto que a jazida de material pétreo natural, mais próxima, distava cerca de 480 km do local

da construção.

Figura 2. 3 – Produção de agregados no Sudão Anglo-Saxônico (Batista, 2004).

13

Os Estados do Texas e Louisiana, na década de 1960, por serem carentes de material pétreo,

desenvolveram tecnologias para utilização de agregados sintéticos de argila expandida em

pavimentos rodoviários, resultando em normalizações pelo Texas Highway Departament

(1969) para uso deste material. Com base nestas especificações, o Departamento Nacional de

Estradas de Rodagens brasileiro estabeleceu na DNER/ES-227/89 as recomendações para

utilização de agregados sintéticos graúdos, de acordo com uma classe e um grupo (Tabela

2.2).

Tabela 2.2 – Recomendações de uso (DNER, 1989).

Utilização dos agregados sintéticos graúdos

Utilização Classe e Grupo Tratamento superficial IA

Revestimento de concreto asfáltico IA, IIA

Bases de concreto asfáltico IA, IB, IC IIA, IIB, IIC

Estruturas expostas de concreto de Cimento Portland leves IA

Pavimentos e concretos de Cimento Portland não expostos

IA, IB IIA, IIB

Materiais para base IA, IB, IC IIA, IIB, IIC

O citado órgão sugere ainda, que para produzir agregados artificiais de argila, a matéria-prima

argilosa deve apresentar elevada plasticidade e ponto de fusão baixo, além de possuir uma

composição química semelhante à apresentada na Tabela 2.3.

Tabela 2.3 – Composição química de argilas (DNER, 1981).

Composição Teor

SiO2 50% a 65% Al2O3 15% a 20% CaO 1% a 5% Fe2O3 5% a 10%

Na2O + K2O 1% a 5%

14

Em pavimentação rodoviária no Brasil, a utilizaçao de agregados sintéticos de argila, ainda é

limitada aos estudos laboratoriais. Até o presente, não se tem conhecimento do uso deste

material para construção de estradas em território nacional. Alguns estudos de relevância

foram desenvolvidos pelo IPR/DNER, nos anos de 1978 a 1981 (DNER, 1981), sobre a

Viabilidade de Implantação da Fábrica Protótipo de Agregados de Argila na Região

Amazônica. Merecem destaque, também, os estudos realizados pelo Grupo de Geotecnia da

Universidade Federal do Amazonas (Frota et al., 2003; Frota et al., 2004; Frota et al., 2006; e

Nunes, 2006) e pelo Instituto Militar de Engenharia – IME no seu programa de Mestrado em

parceria com a COPPE/RJ (Batista, 2004; Nascimento, 2005; Cabral, 2005).

Os trabalhos da UFAM destinam-se à utilização de agregados sintéticos de argila calcinada

(ASAC) nas camadas de base (Silva, 2004) e nos revestimentos de pavimentos rodoviários,

onde foram analisadas as propriedades mecânicas por meio de ensaios dinâmicos (Frota et al.,

2004; Frota et al., 2006), de corpos de prova confeccionados com solos coletados ao longos

da BR- 319 e provenientes da Província Petrolífera de Urucu.

O Instituto Militar de Engenharia – IME tem desenvolvido importantes estudos referentes à

utilizaçao do referido agregado na composição de camadas de base e em misturas asfálticas.

Ultimamente, o IME desenvolve uma metodologia para produção experimental do agregado

artificial em escala industrial, de tal forma que se evidencie sua vantagem econômica, em

detrimento ao agregado pétreo. Os estudos do IME têm sido desenvolvidos para solos da

região norte do país (Vieira e Cabral, 2006).

Silva (2004) relata que os estudos levados a cabo pelo IPR/DNER foram subdivididos em três

setores: materiais, indústria e aplicação. O setor de materiais foi responsável pela localização

e prospecção de jazidas de argila, adequadas para a fabricação de agregados e a execução de

ensaios tecnológicos para caracterizar as ocorrências nas regiões de interesse do estudo de

viabilidade. O setor de indústria elaborou um anteprojeto de usinas fixas e móveis para a

fabricação de agregados de argila, de maneira a atender à demanda de mercado, além de

fornecer parâmetros sobre a viabilidade econômica. O setor de aplicação respondeu pelas

informações técnicas do emprego dos citados agregados na construção civil e em pavimentos

rodoviários.

15

A utilização no Brasil de agregados artificiais de argila em obras civis teve início na década

de 1980. No Rio de Janeiro utilizou-se agregados de argila expandida comercial CINASITA

na pavimentação da faixa externa e no acostamento da BR-116/RJ, trecho Santa Guilhermina

- Parada Modelo, num total de 60m. Apesar de não existirem relatórios referentes ao

comportamento desses trechos, considerou-se que a experiência foi satisfatória pela não

existência de diferenças iniciais de comportamento do trecho confeccionado com agregado

sintético em relação aos demais trechos construídos com agregados naturais (Vieira, 2000).

Essa experiência fazia parte do estudo de viabilidade de implantaçao da fábrica protótipo para

a Amazônia.

2.3 ENSAIOS MECÂNICOS

Em pavimentação é possível distinguir, basicamente, duas categorias de métodos para

dimensionamento: os empíricos e os mecanísticos. Os métodos empíricos utilizam correlações

estabelecidas segundo observações experimentais de campo, enquanto os métodos

mecanísticos utilizam equações matemáticas que correlacionam estados de tensões e

deformações dos diversos materiais usados na estrutura do pavimento, quando submetidos às

cargas do tráfego.

Usualmente no Brasil emprega-se o dimensionamento empírico baseado na capacidade de

suporte do subleito, determinada pelo ensaio CBR. Este método consiste basicamente, em

calcular uma determinada espessura das camadas a serem sobrepostas ao subleito, para

protegê-lo de deformações verticais permanentes excessivas. Este método desconsidera o

trincamento do pavimento por fadiga e não representa satisfatoriamente as características de

comportamento dos diversos materiais utilizados.

Na previsão do comportamento e desempenho de um pavimento rodoviário de forma

mecanística, é necessário que sejam avaliados dois aspectos: os funcionais e os estruturais. O

primeiro aspecto está relacionado ao conforto, segurança, influência do meio ambiente e

aspectos estéticos (comum a ambos os métodos). O segundo implica na determinação das

espessuras e escolha de materiais das camadas, em função de ensaios dinâmicos que

relacionam as tensões e as deformações sofridas. Medina e Motta (2005) afirmam que os

métodos mecanísticos, possibilitam o cálculo das tensões e deformações em cada ponto da

16

estrutura do pavimento. Nos últimos anos, tem-se adotado processos empírico-mecanísticos,

que além de mais racionais conduzem a melhores resultados. A avaliação do desempenho

estrutural de pavimentos rodoviários deve considerar as deformações resilientes (elásticas) e

permanentes (plásticas). Sides et al. (1985) afirmam que as deformações em misturas

asfálticas possuem componentes recuperáveis e irrecuperáveis, podendo ser dependentes ou

não do tempo. A deformação total é então decomposta em quatro componentes conforme

indicado na Figura 2.4.

Tempo

Def

orm

ação

(ε)

Figura 2. 4 – Representação esquemática das deformações em misturas asfálticas (Sides et al.,

1985).

Matematicamente, essas componentes podem ser escritas como:

vpvepe εεεεε +++= (2.4)

Onde:

ε = deformação total;

= deformação elástica (recuperável e independente do tempo); eε

= deformação viscoelástica (recuperável e dependente do tempo); veε

= deformação plástica (irrecuperável e independente do tempo); pε

= deformação viscoplástica (irrecuperável e dependente do tempo). vpε

17

O comportamento estrutural dos pavimentos é complexo e, portanto, para tornar viável uma

análise, utilizam-se simplificações como a que os considera, por exemplo, puramente elástico

linear ou elástico não-linear. Em geral, supõe-se que as misturas asfálticas apresentam

comportamento, aproximadamente, visco-elasto-plástico. Logo, os deslocamentos provocados

dependem, principalmente, dos carregamentos e da temperatura aos quais será submetido.

Quanto aos efeitos das solicitações do tráfego no pavimento adotou-se como parâmetros para

definição da vida de fadiga e deformação do pavimento, respectivamente, a tensão de tração

máxima na fibra inferior do revestimento e a tensão vertical máxima na superfície do subleito,

conforme mostrado na Figura 2.5.

Figura 2. 5 – Tensões em um pavimento (Medina e Motta, 2005).

O módulo de Resiliência (MR) as sistemáticas de cálculo para determinação das deformações

diferem nos procedimentos adotados. No entanto, ainda há poucas informações a cerca deste

tema na literatura. Segundo Brito (2006), os procedimentos realizados pela AASHTO TP31-

96, o protocolo LTPP/FHWA P07 e a pesquisa NCHRP 1-28 e 1-28A, especificam o cálculo

dos deslocamentos a partir de algoritmos matemáticos, baseados em regressões lineares e/ou

hiperbólicas associadas a retas tangentes, por meio de rotinas sistemáticas de cálculo (Figura

2.6, 2.7 e 2.8). Na Figura 2.9 é apresentado um comparativo dos algoritmos utilizados na

determinação dos deslocamentos resilientes, segundo os procedimentos supracitados.

18

Figura 2. 6 – Algoritmo utilizado pela AASHTO TP31-96 (Modificado de Brito, 2006).

Figura 2. 7 – Algoritmo utilizado do LTPP - Protocolo P07 (Mod. de Brito, 2006).

19

Figura 2. 8 – Algoritmo utilizado no NCHRP - 1-28 e 1-28A (Modificado de Brito, 2006).

Figura 2. 9 – Comparativo entre os deslocamentos resilientes instantâneos (Modificado de Brito, 2006).

20

2.3.1 Resistência à tração por compressão diametral (RT)

Desenvolvido, inicialmente, por Lobo Carneiro e Barcellos, no Brasil, o ensaio mede a

resistência à tração por compressão diametral (RT), determinando a máxima tensão suportada

por corpos de prova cilíndricos de concreto de cimento Portland, por solicitações estáticas. É

um ensaio de ruptura, onde o corpo de prova é posicionado horizontalmente e a carga é

aplicada progressivamente, com velocidade de deformação de 0,8 ± 0,1 mm/s. Este

procedimento, de acordo com Medina (1997), foi adotado para misturas betuminosas pelo

pesquisador Schmidt, da Chevron Research Company, em 1972, na Califórnia. Consistia na

aplicação de uma carga por compressão diametral em amostras cilíndricas do tipo Marshall,

induzindo um estado de compressão na direção vertical e de tração na horizontal.

Frocht em 1948 deduziu expressões para as tensões resultantes em um corpo de prova

cilíndrico devido a uma carga concentrada de compressão, segundo Pinto (1991). Na Figura

2.10 é mostrado o esquema de tensões resultantes. Na seqüência a Figura 2.11 traz a

representação dos esforços na amostra e plano de ruptura típica por tração.

( ) ( )

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

−+

−−=

drxyR

rxyR

tF

x1)2

42

2

41

2

πσ 2.4

( ) ( )⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

−+

−−=

dryR

ryR

tF

y1)2

42

3

41

3

πσ 2.5

Figura 2. 10 – Esquema de tensões em um ponto qualquer, durante o ensaio de compressão

diametral (Pinto, 1991).

21

Tensões de Tração

Plano de Ruptura

Frisos

Carregamento Carregamento

Figura 2. 11 – Representação dos esforços e do plano de ruptura típica no ensaio de

Resistência à Tração (Brito, 2006).

No ensaio de compressão diametral o corpo de prova está sujeito a um estado bi-axial de

tensões. Na Figura 2.12 é mostrada a distribuição de tensões nos planos diametrais ocasionada

por uma carga concentrada e solução analítica para este tipo de esforço que segundo Brito

(2006) foi proposta por Frocht, em 1948.

Figura 2. 12 – Distribuição teórica de tensões nos planos diametrais no ensaio de Resistência

à Tração (Brito, 2006).

22

Considerando as tensões no centro do corpo de prova, as tensões de tração e compressão são

dadas respectivamente pelas expressões 2.7 e 2.8:

tdF

t πσ

1002

= (2.7)

tdF

c πσ

1006−

= (2.8)

(tração)

(compressão)

Onde:

σt = tensão de tração (MPa);

σc = tensão de compressão (MPa);

F = carga aplicada (N);

t = espessura do corpo de prova (cm);

d = diâmetro do corpo de prova (cm).

A tensão de tração horizontal, no plano diametral solicitado, apresentada na equação 2.6 é

também usada para calcular a resistência à tração estática (DNER ME 138/94). Conforme

Balbo (2000), o corpo de prova é submetido a um estado de tensões biaxial, onde a seção

vertical fica sujeita a esforços de compressão e a seção horizontal sofre esforços de tração.

Monismith et al. (1980); Pinto (1991) e Balbo (2000), ressaltam que este ensaio apresenta

como principais vantagens:

1. Simples execução;

2. Equipamento pode ser utilizado para outros ensaios, como módulo resiliente e

resistência à tração;

3. A ruptura se dá em uma região de tensões de tração relativamente uniforme;

4. O estado biaxial de tensões representa satisfatoriamente as condições de campo;

5. Os corpos de prova a serem ensaiados podem ser confeccionados em laboratório ou

retirados no campo.

23

Destacam-se como desvantagens:

1. Impossibilidade na variação de proporção entre as componentes vertical e horizontal

no centro da amostra, inviabilizando-se a reprodução do estado de tensões em locais

críticos dentro do pavimento;

2. Subestima a vida de fadiga quando a tensão de tração principal é usada como

determinante do dano (quando comparada a ensaios de flexão simples).

3. Estado de tensão variável no plano vertical, ou plano de ruptura.

2.3.2 Módulo de Resiliência (MR)

O módulo de resiliência (MR) passou a ser amplamente utilizado a partir da segunda metade

do século passado. Segundo Medina (1997), Francis Hveem é o responsável pelo primeiro

estudo sistemático da deformabilidade de pavimentos em 1955, na Califórnia. Em uma

campanha de medições, realizada em 1951, foram instalados 400 sensores para medir a

deflexão no interior dos pavimentos, resultando no estabelecimento de valores máximos

admissíveis de deflexões para vida de fadiga satisfatória de diferentes tipos de pavimento e

cargas por eixo. Entendia Hveem que o trincamento progressivo dos revestimentos asfálticos

se devia à deformação resiliente das camadas inferiores, em especial, o subleito. O módulo

resiliente foi determinado no Brasil, primeiramente, por meio de ensaios de carga repetida

realizados para solos pela COPPE/UFRJ, em 1977 (Medina et al., 2004). No Brasil a

metodologia utilizada obedece ao DNER-ME 133/94. Uma problemática que ainda persiste na

comunidade científica rodoviária refere-se à falta de homogeneização dos resultados de MR,

causada pelo baixo nível de detalhamento das normalizações, relativo à padronização dos

procedimentos.

A resiliência de um material refere-se à energia armazenada num corpo solicitado por tensões

que provoquem deformações elásticas. Após cessarem estas tensões a energia é dissipada,

obedecendo à teoria da elasticidade. Francis Hveem utilizou o termo deformação resiliente ao

invés de deformação elástica, pois nos pavimentos as deformações se apresentarem bem

maiores do que nos sólidos elásticos com que lida o engenheiro (Medina e Motta, 2004).

24

Huang (1993) considera que se a carga aplicada a um determinado corpo for pequena em

relação à resistência do material e for repetida por um grande número de vezes, a deformação

em cada carregamento é quase completamente recuperável (resiliente), obedecendo, assim, à

teoria da elasticidade. A Figura 2.13 mostra esta consideração, onde um corpo de prova

submetido a um carregamento cíclico apresenta inicialmente considerável acúmulo de

deformações plásticas. Com o aumento do número de ciclos de aplicação da carga há uma

tendência a estabilizar a deformação plástica. Segundo este autor após 100 a 200 ciclos de

carga as deformações são praticamente todas recuperáveis.

Deformações Plásticas Acumuladas

Def

orm

ação

Elá

stic

a

Def

orm

ação

Tot

al

Deformação Plástica

Deformação Resiliente

Figura 2. 13 – Deformações por esforços repetidos (modificado Huang, 1993).

O módulo de resiliência (MR) é análogo ao módulo de Young, ambos representam a relação

tensão/deformação para carregamentos dinâmicos. Porém, a diferença básica entre estes, é a

determinação do MR que se dá sob ação de cargas cíclicas, visando à simulação das

condições de solicitação dinâmica produzida pelo tráfego de veículos.

Para misturas asfálticas e de acordo com a normalização brasileira vigente (DNER ME

133/94), o módulo de resiliência é dado pela razão entre a tensão de tração, aplicada

repetidamente no plano diametral vertical de uma amostra cilíndrica, e a deformação elástica

25

resultante, correspondente à tensão solicitadora, para uma dada temperatura, conforme a

equação 2.9.

t

tMRεσ

=

(2.9)

Onde:

MR = Módulo de resiliência do material;

tσ = Tensão de tração;

tε = Deformação recuperável (elástica).

Medina (1997) afirma que a aplicação da teoria da elasticidade na solução da distribuição de

tensões e deformações em cilindros carregados diametralmente, permite exprimir o módulo de

elasticidade em função da força vertical aplicada, bastando conhecer o coeficiente de Poisson

do material e as dimensões do corpo de prova.

( )2692,09976,0 +∆

= νHFMR (2.10)

Onde:

F = Força aplicada diametralmente (N);

∆ = Deformação resiliente (cm);

H = Altura do corpo de prova (cm);

ν = Coeficiente de Poisson

Neste experimento, devido ao carregamento cíclico de compressão ser aplicado

diametralmente em duas geratrizes verticais e opostas, são geradas tensões de tração indireta

que provocam deformações resilientes ao longo do diâmetro horizontal. Esta configuração de

carga gera no interior da amostra uma distribuição de tensões relativamente uniforme ao

longo do plano vertical.

26

Brito (2006), ao estudar duas misturas asfálticas, uma com asfalto convencional e outra com

asfalto borracha, concluiu que em relação à análise paramétrica do ensaio de compressão

diametral sob cargas repetidas, observa-se a dependência do MR quanto à variação do pulso

de carga, à freqüência de ensaio, a magnitude da tensão aplicada, o tipo de mistura e a

temperatura de realização do ensaio.

2.3.3 Creep Dinâmico

Largamente empregado a partir de 1970 foi estudado por pesquisadores da Companhia Shell

de Amsterdã, na Holanda. O ensaio de fluência por compressão uniaxial ou “creep test”,

resultou da busca por métodos mais simplificados para avaliação da deformação permanente

em misturas asfálticas. Este experimento tem por objetivo analisar as deformações

viscoplásticas, proporcionando uma análise comparativa em termos de resistência mecânica à

deformação permanente para diferentes misturas asfálticas. Mourão (2004); Greco (2004) e

Balbo (1997) apresentam a deformação plástica associada às elevadas temperaturas e a ação

do tráfego como fatores responsáveis por patologias em camadas de revestimentos, tais como:

afundamentos em trilhas de roda, afundamentos por consolidação em trilha e local. A

ocorrência da deformação permanente no revestimento asfáltico é devido as suas

características viscoelásticas.

O procedimento para a realização desse ensaio consiste na aplicação de pulsos de carga ao

corpo de prova, a uma determinada freqüência e um tempo de aplicação definido. Permite a

recuperação da deformação após remoção do carregamento imposto ao corpo de prova

(representando as cargas de tráfego), podendo ser realizado com carga dinâmica ou estática.

Há uma tendência mundial no sentido de se recomendar mais fortemente o uso dos ensaios

dinâmicos aos estáticos, na avaliação das deformações permanentes, pois se comparam

melhor aos resultados de campo (Motta et al., 1996). Em geral, as rodas dos veículos passam

sempre sobre uma pequena parte da seção transversal das camadas. As deformações

permanentes observadas nos afundamentos por trilhas de rodas, são ocasionadas por dois

tipos de solicitações: a de compressão e a de cisalhamento. Os esforços de compressão geram

a densificação dos materiais e os esforços cisalhantes provocam movimentos laterais de uma

ou mais camadas sem variação de volume, provocando as dobras que, em geral, surgem nos

bordos do pavimento.

27

Beligni et al. (2000) apresentam como principais causas do desenvolvimento de deformações

permanentes em camadas asfálticas:

Consolidação da mistura asfáltica pelo tráfego;

Comportamento visco-plástico das misturas asfálticas a altas temperaturas;

Baixa resistência mecânica da mistura, quando da liberação ao trafego, logo após a sua

execução.

As tendências de previsão para o desempenho de misturas asfálticas quanto às deformações

permanentes, baseiam-se na avaliação do comportamento reológico da mistura por meio de

ensaio de compressão uniaxial por cargas repetidas ou "creep" dinâmico. Modelos têm sido

desenvolvidos a partir de: resultados de ensaios obtidos com equipamentos simuladores de

tráfego; correlações de tráfego; e afundamento em trilha de roda. Os métodos de análise das

tensões, deformações e deslocamentos que ocorrem na estrutura do pavimento podem basear-

se na teoria elástica linear, não-linear ou considerar o comportamento viscoelástico.

As metodologias utilizadas para realização deste ensaio não estão amparadas por

normalizações e neste trabalho, tomou-se como base os procedimentos realizados pela

COPPE/UFRJ. Este experimento pode ser realizado aplicando-se somente o esforço de

compressão uniaxial ou, também, com confinamento (Zhang et al., 2002). Durante o ensaio o

deslocamento permanente absoluto é lido diretamente pelo LVDT (Linear Variable

Differential Transducer). A deformação permanente específica ou relativa é obtida pela

equação 2.11.

R

absesp h

εε =

(2.11)

Onde:

εesp = deformação permanente específica ou relativa (mm/mm);

εabs = deformação permanente absoluta (mm);

hR = altura do corpo de prova ou altura de referência (mm).

28

A Equação 2.12 calcula o módulo de “creep” dinâmico ou módulo de fluência dinâmica.

esp

axialcE

εσ

= (2.12)

Onde:

Ec = módulo de “creep” dinâmico ou módulo de fluência dinâmica (MPa);

σaxial = tensão axial (MPa);

εesp = deformação permanente específica ou relativa (mm/mm).

Seibi et al. (2001) afirmam, baseados em ensaios de compressão uniaxial e triaxial a altas

taxas de carregamento e diferentes temperaturas, que a dependência das misturas asfálticas em

relação à taxa de carregamento é governada, principalmente, pela resposta viscoplástica.

Estudando misturas asfálticas densas Greco (2004) observou que a utilização de asfaltos

modificados (4,5% SBS e 20% de borracha reciclada de pneu) e o envelhecimento provocam

um aumento na resistência à deformação permanente. Tais conclusões resultaram da

investigação realizada de alguns fatores no comportamento mecânico quanto à estabilidade e

flexibilidade por meio de ensaios de resistência à tração, módulo de resiliência e fluência, por

meio de ensaios de compressão uniaxial com carregamento estático e dinâmico.

2.3.4 Fadiga

O fenômeno da fadiga corresponde a alterações estruturais sofridas por materiais em virtude

de solicitações sucessivas com intensidade inferior à carga de ruptura. É um processo de

deterioração estrutural quando solicitado por cargas repetidas das rodas dos veículos, gerando

esforços de flexão nas camadas. Em geral, provocam trincas na fibra inferior do revestimento,

que se propagam para cima até atingir a superfície do revestimento betuminoso (Medina,

1993).

A fadiga constitui-se em um fator degradante do pavimento, em especial nas misturas

asfálticas. É dependente de vários fatores, relacionados com as características do tráfego, com

29

as condições climáticas (acelera com a presença de baixas temperaturas, fazendo com que a

mistura asfáltica se enrijeça e não resista a repetição das cargas) e com as características

inerentes ao pavimento (tipo de mistura, volume de tráfego).

A estimativa da vida de fadiga de misturas asfálticas é realizada por meio de ensaios

laboratoriais que permitem a aplicação de carregamentos cíclicos ao material, sob regime de

tensão constante ou controlada, e de deformação constante ou controlada. A Figura 2.14 (a e

b) apresenta esquematicamente os tipos de solicitações.

Número de ciclos - N Número de ciclos - N

(a)

Número de ciclos - N Número de ciclos - N

(b)

Figura 2. 14 – Representação dos tipos de solicitações (Pinto, 1991).

a) Deformação controlada; b) Tensão controlada.

Por hipótese, os modos de solicitação mecânica a tensão controlada (TC) e deformação

controlada (DC) são mostrados na Figura 2.15, onde se nota que os ensaios por TC são os

mais severos. Embora os níveis iniciais de tensão e deformação sejam idênticos nos dois tipos

de solicitação, após certo número de aplicação de cargas, observa-se que os ensaios TC

fornecem menores resultados para a vida de fadiga que os ensaios DC.

30

Figura 2. 15 – Influência do tipo de solicitação na vida de fadiga em misturas asfálticas.

(Modificado de Santos, 2005)

Huang (1993) relata que no ensaio a tensão controlada, esta é mantida constante, enquanto há

um acréscimo das deformações com a repetição do número de cargas. Para ensaio a

deformação controlada, há uma redução progressiva das tensões para manter as deformações

constantes. Segundo Medina (1997), para simulação da vida de fadiga, é dada preferência aos

ensaios a tensão controlada (TC), em virtude do experimento a deformação controlada (DC)

ser de difícil execução, caso não se disponha de servo-mecanismo retro alimentador que

permita ajustar a força aplicada em função dos desvios da deformação medida.

Seed et al. (1967) citam que Francis Hveem, na década de 40, verificou que um pavimento

mesmo adequadamente projetado, em termos de deformação permanente, pode sofrer ruptura

por fadiga, após um pequeno número de solicitações. Hveem foi um dos primeiros a pesquisar

os pavimentos como estruturas em camadas, devendo-se a ele o estudo inicial da

deformabilidade dos pavimentos. Correlacionou as deflexões sob várias cargas por eixo, com

o comportamento dos pavimentos. Em suas observações, os defeitos nos revestimentos eram

causados pela ação do fenômeno da fadiga, isto é, devido à repetição das pequenas

deformações elásticas ou recuperáveis, onde o estabelecimento de um módulo dinâmico de

elasticidade propiciou uma melhor compreensão deste processo. Ressaltou ainda que o tráfego

em uma rodovia não era bem caracterizado por um carregamento único ou simples. No Brasil,

31

os primeiros modelos de fadiga para misturas asfálticas resultaram de experimentos realizados

por Medina, Preussler e Pinto, em 1981.

Pinto e Preussler (2002) relatam que no ensaio de fadiga o material é submetido à solicitação,

ao qual ocorre a evolução dos danos de modo irreversível, para um estágio final de ruptura ou

estabilização.

Em virtude da não existência de uma metodologia normalizada, a realização deste ensaio

baseia-se em procedimentos constantes na literatura nacional e internacional. A fadiga na

camada de revestimento ocorre devido a aplicação de um carregamento, solicitando

dinamicamente o pavimento, despertando uma tensão de flexão (σtf) na face inferior do

revestimento betuminoso e provocando a ruptura do mesmo após a n-enegésima aplicação da

carga (considera-se, geralmente, a carga proveniente do “eixo simples padrão” de 8,2 tf). Para

a estimativa da vida de fadiga, inicialmente é calculado o carregamento vertical a ser aplicado

em função de uma percentagem da carga de ruptura, utilizando-se a equação 2.13.

( )2

%****100 RThdF π=

(2.13)

Onde:

F = Carga vertical aplicada (N);

%RT = Nível de carregamento em relação à ruptura (MPa);

h = altura do corpo de prova (cm);

d = diâmetro do corpo de prova (cm).

As diferenças de tensões e de deformações resilientes são obtidas pelas equações 2.14 e 2.15.

πσ

***1008

hdF

=∆ (2.14)

( )MR

RTi

%=ε (2.15)

32

Onde:

∆σ = diferença de tensões no centro do corpo de prova (MPa);

εi = deformação resiliente (mm);

MR = módulo resiliente (MPa).

As características de fadiga de misturas asfálticas, em laboratório, são medidas por meio dos

ensaios de: flexão em vigas, torção em amostras cilíndricas, tração uniaxial, tração indireta

por compressão diametral dinâmica e ensaios em amostras trapezoidais. A condição do ensaio

pode ser simples ou complexa, sendo que para solicitações simples os parâmetros de carga são

mantidos constantes. Em quaisquer das condições do ensaio em pauta é expressa pelo número

de solicitações (N), relacionado a tensão de tração (σt) ou a deformação inicial de tração (εi)

em gráficos log-log, empregando-se a expressão 2.16 ou 2.17 para ensaios a deformação

controlada ou tensão controlada, respectivamente.

111

n

i

kN ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

ε (2.16)

212

n

kN ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛∆

=σ (2.17)

Onde:

N = vida de fadiga;

σt = tensão de tração aplicada;

∆σ = diferença de tensão (MPa);

εi = deformação resiliente inicial (cm);

ki, ni = parâmetros experimentais (determinados no ensaio).

33

3. MATERIAIS E MÉTODOS

Neste capítulo serão abordados: a amostragem e a caracterização dos solos naturais visando à

calcinação, a caracterização dos materiais componentes das misturas asfálticas, e estas

misturas quanto à sua dosagem e à sua caracterização mecânica.

3.1 CARACTERIZAÇÃO DOS SOLOS E DOS AGREGADOS SINTÉTICOS

Selecionou-se dois solos argilosos provenientes do Município de Manaus, denominadas Solo

01 e Solo 02 (Figura 3.1), baseado na utilização dos mesmos em olarias, para a fabricação de

vasos e tijolos, e no baixo ponto de fusão, alta plasticidade e elevado teor de ferro, condições

necessárias para a produção de agregado sintético de argila calcinada, segundo o DNER

(1981). Os pontos de coleta destas amostras foram identificados com auxílio de GPS “Garmin

Navigator”, na Projeção Latitude e Longitude, DATUN SAD69 (Tabela 3.1).

Figura 3. 1 – Amostras na chegada ao Laboratório de Mecânica dos Solos (LMS/UFAM).

34

Tabela 3. 1 – Dados das jazidas.

Coleta Denominação Localização Coordenadas

S03º05’03,54” Ponto 01 Solo 01 Manaus – Puraquequara W059º51’48,60”

S03º10’6,42” Ponto 02 Solo 02 Iranduba – Cacau PirêraW060º05’19,32”

Para avaliar a potencialidade à calcinação, realizaram-se os seguintes ensaios preliminares

indicados pelo DNER (1981), com as amostras no estado natural: granulometria

(ABNT/NBR-7181), limite de liquidez (ABNT/NBR-6459) e limite de plasticidade

(ABNT/NBR-7180). A Figura 3.2 apresenta as curvas granulométricas dos dois solos

estudados e a Figura 3.3 a sua distribuição por fração textural. Na Tabela 3.2 são apresentados

os limites de Atterberg dos solos pesquisados, e a recomendação quanto ao IP referente ao

agregado sintético de argila calcinada. Com base nesses ensaios de caracterização os dois

solos podem ser classificados como argilas siltosas com média a alta plasticidade utilizando o

Sistema Unificado de Classificação de Solos (SUCS) conforme mostrado na Figura 3.4.

GRANULOMETRIA DOS SOLOS

0,0

10,0

20,0

30,0

40,0

50,0

60,0

70,0

80,0

90,0

100,0

0,001 0,010 0,100 1,000 10,000 100,000

DIÂMETRO DAS PENEIRAS (MM)

% D

E M

ATER

IAL

PAS

SAN

DO

Solo 01 Solo 02

Figura 3. 2 – Curvas de distribuição granulométricas dos solos.

35

DISTRIBUIÇÃO TEXTURAL DOS SOLOS

10,1%

4,1%

24,83%

35,25%

60,64%

65,11%

0% 10% 20% 30% 40% 50% 60% 70% 80% 90% 100%

Solo

02

Solo

01

Areia Silte Argila Figura 3. 3 – Granulometria do Solo 1 e Solo 2, segundo ABNT.

Tabela 3. 2 – Limites de Atterberg.

LL LP IP Amostra

(%) (%) (%) IP recomendado para ASAC, segundo DNIT

Solo 01 53,5 28 25,5

Solo 02 59,5 31,4 28,1 > 20

Solo 02

Solo 01

Figura 3. 4 – Carta de Plasticidade com a localização dos solos em estudo.

36

Posteriormente, foram confeccionados os agregados sintéticos de acordo com a seguinte

metodologia: 1) correção da umidade (próximo ao limite de plasticidade) e homogeneização

da argila natural; 2) moldagem de corpos de prova cilíndricos com diâmetro de 1,5 ± 0,1cm e

altura de 4 ± 0,1cm (Figura 3.5); 3) secagem e calcinação na temperatura de

aproximadamente 900ºC, no forno. O forno utilizado foi do tipo “mufla” (Figura 3.5), modelo

EDG3P-S, medindo 15 x 20 x 30 cm, com capacidade para atingir a uma velocidade máxima

de 30°C/min a temperatura máxima de 1200 °C. A velocidade empregada para queima das

amostras foi de 3°C/min até atingir 900°C, permanecendo, então, durante 15 minutos nesta

temperatura. A norma não estabelece em qual velocidade deve ser realizada a queima do

agregado. Logo, para determinação da taxa de aquecimento do forno foram feitos testes com

velocidades variadas. Determinou-se que a queima seja realizada de forma lenta, evitando a

perda rápida de água, para evitar a produção de agregados frágeis e quebradiços à pressão dos

dedos.

Figura 3. 5 – Confecção de corpos de prova para os ensaios preliminares.

Figura 3. 6 – Forno mufla utilizado e amostras antes e após queima a 900ºC.

37

Após a obtenção dos agregados calcinados e seguindo, também, a recomendação do

Departamento Nacional de Estradas de Rodagens (DNER), atual DNIT, os mesmos foram

submetidos aos seguintes ensaios: seleção expedita pelo processo de fervura (DNER-ME

223/94), determinação da perda de massa após fervura (DNER-ME 225/94) e desgaste por

abrasão Los Angeles (DNER-ME 222/94).

3.1.1 Ensaio para Seleção Expedita pelo Processo de Fervura e Ensaio de Perda de

Massa Após a Fervura

Também conhecido como ensaio de autoclave, o ensaio para seleção expedita pelo processo

de fervura consiste no exame visual e táctil de possíveis alterações no volume e na

consistência dos corpos de prova cilíndricos calcinados, após cozerem em panela de pressão

(Figura 3.7), por 15 minutos depois de iniciada a fervura (DNER ME-223/94). O ensaio de

perda de massa ao término da fervura, também conhecido como “Slaking test” é realizado

com o material resultante do ensaio de autoclave (Figura 3.8). A amostra a ser ensaiada deve

passar na peneira de 19,05mm de abertura e com fração retida na peneira de 2,00mm de

abertura. Consiste na determinação da percentagem de material que passa na peneira # 40

(0,42 mm), em relação à massa total da amostra ensaiada, após passar por fervura durante 15

minutos em panela de pressão de uso doméstico e agitação por período de 30 minutos no

agitador de peneiras. Segundo este método, a perda de massa máxima que o ASAC deve

apresentar é de 10% (DNER ME-225/94).

Figura 3. 7 – Ensaio de autoclave.

38

Figura 3. 8 – Ensaio de perda de massa após a fervura.

3.1.2 Ensaio de Desgaste por Abrasão “Los Angeles”

O ensaio de abrasão adotado tem por objetivo verificar o desgaste sofrido pelo agregado de

argila calcinada quando colocado na máquina “Los Angeles” (Figura 3.9), juntamente com

uma carga abrasiva e submetidos a 500 (quinhentas) revoluções no tambor desta máquina, à

velocidade de 30 a 33 rotações/minuto. Seu resultado é expresso pela porcentagem em peso

do material, determinado após o ensaio e passando na peneira de malhas quadradas de 1,7 mm

de diâmetro (DNER ME-222/94). Para este ensaio a EM-230/94 estabelece que o valor

máximo para o desgaste para agregados sintéticos deve ser igual a 45% para uso em bases de

concreto asfáltico e como materiais para composição de base. Em revestimentos de concreto

asfáltico o valor máximo é de 35%.

Figura 3. 9 – Ensaio de desgaste por abrasão “Los Angeles”.

39

Em virtude da confecção dos agregados calcinados na pesquisa ser artesanal (Figuras 3.10 a

3.14), e de ambas as amostras terem apresentados potencialidade à calcinação (de acordo com

os critérios estabelecidos em DNER-EM 230/94), optou-se por produzir os agregados apenas

com o Solo 01. Tal escolha se deu em virtude da menor dificuldade na retirada deste material

da jazida, da menor distância de transporte até o Laboratório de Mecânica dos Solos da

UFAM e por apresentar menor desgaste no ensaio de abrasão. O seu processo de produção

concernente a esta pesquisa consistiu: a) Inicialmente, o solo foi umedecido e homogeneizado

manualmente; b) Foram moldados “tarugos” de argila para facilitar o corte dos agregados em

tamanhos predeterminados, ou seja, por meio de telas confeccionadas em fios de nylon em

três tamanhos: o primeiro passando na peneira de 19,05 mm e ficando retido na peneira de

12,50 mm; o segundo passando na peneira de 12,50 mm e retido na peneira de 6,30 mm e o

terceiro passando na peneira de 6,30 e retido na peneira 4,8 mm; c) Após serem cortados nos

tamanhos desejados os agregados foram submetidos a um processo de secagem ao ar durante

4 dias; d) Finalmente, os agregados foram calcinados em vasos de argila vazados, visando

facilitar a circulação do calor.

Figura 3. 10 – Solo umedecido e homogeneizado.

40

Figura 3. 11 – Moldagem do “tarugo” de argila.

Figura 3. 12 – Telas e forma de corte de agregados.

Figura 3. 13 – Secagem de ASAC’s ao ar.

41

Figura 3. 14 – Agregados calcinados.

O forno utilizado nesta fase mede 80 x 80 x 100 cm (Figura 3. 15), e tem capacidade para

queimar até 40 kg de argila no processo de calcinação. Este permanecia ligado por,

aproximadamente, 6 horas até que atingisse a temperatura de 950°C. Após a queima a

abertura do forno acontecia após 12 horas.

Figura 3. 15 – Forno utilizado para queima do agregado em grandes quantidades.

Durante o processo de secagem, que antecede a queima, os agregados apresentaram variações

em suas dimensões, ocasionadas pela retração. Para avaliar esta variação adotou-se o seguinte

procedimento: confecção de corpos de provas cilíndricos medindo 5 cm de diâmetro e 2 cm

de altura (Figura 3.16) moldados na umidade próxima ao limite de plasticidade (referente à

42

mesma umidade na qual os agregados foram confeccionados); determinação da massa e do

volume dos corpos de provas, por pesagem e no caso do volume, este foi determinado pelo

volume de mercúrio deslocado. Esses parâmetros (massas e volumes) foram determinados em

tempos pré-estabelecidos (Tabela 3.3), finalizando ao constatar estabilização nas medições.

Tabela 3. 3 – Controle da variação gravimétrica e volumétrica.

Massa(g) Volume (cm³) Tempo (min) CP 01 CP 02 CP 01 CP 02 0,50 74,618 79,263 40,500 42,000 30,00 74,063 78,794 39,800 41,000

60,00 73,723 78,491 39,200 41,000

120,00 73,181 77,982 38,800 40,500

180,00 72,711 77,565 38,800 40,200

360,00 70,944 76,082 36,500 38,400

1.440,00 67,238 72,851 33,000 35,500

1.680,00 65,882 71,739 32,200 34,200

1.860,00 64,928 70,873 31,800 33,500

2.760,00 61,683 67,228 30,300 32,400

4.320,00 58,198 63,307 30,000 32,000

7.200,00 57,812 62,747 30,000 32,000

8.640,00 57,656 62,514 30,000 32,000

Figura 3. 16 – Medição de volume utilizando mercúrio.

43

3.2 CARACTERIZAÇÃO DOS COMPONENTES DAS MISTURAS ASFÁLTICAS

3.2.1 Material – AGREGADO SINTÉTICO DE ARGILA CALCINADA (ASAC)

Para a caracterização dos agregados sintéticos foram realizados ensaios de densidade real,

densidade aparente, absorção e granulometria. Os resultados constam na Tabela 3.4 e Figura

3.17.

Tabela 3. 4 – Características do ASAC produzido.

Amostra Características Método Solo 01

Massa Esp. Real do Solo (g/cm³) NBR 6508 2,551

Massa Esp. Real do Agregado (g/cm³) NBR 9776 2,590

Massa Específica Aparente (kg/dm³) NBR 7251 1,806

Absorção (%) NBR 9937 16,7

GRANULOMETRIA DOS ASAC's

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

1 10

Diâmetro dos Agregados (mm)

% q

ue p

assa

ASAC

100

Figura 3. 17 – Granulometria - Agregados Sintéticos de Argila Calcinada (ASAC).

44

Foram selecionadas duas faixas granulométricas: a Faixa C do DNIT e os limites balizadores

da Superpave (SHRP). O agregado utilizado para a composição da faixa C foi produzido pelas

malhas nos diâmetros pré-estabelecidos. Para a faixa Superpave adotou-se o tamanho máximo

nominal (TMN) de 9,5mm, em virtude de este tipo de mistura poder ser aplicada em camadas

mais finas, além de terem melhor trabalhabilidade, segundo constataram Cooley Jr. e Brown

(2002). Para enquadramento nesta faixa o agregado calcinado foi submetido a um processo de

britagem manual, utilizando-se um soquete de 4,5 kg. Ressalta-se que as curvas foram

montadas em laboratório realizando-se o peneiramento do material em toda série de peneiras

das especificações adotadas.

As características e a granulometria resultantes do ASAC britado é mostrada na Tabela 3.5 e

Figura 3.18, respectivamente. Nota-se, que a textura apresenta uma distribuição na qual os

diâmetros têm uma relativa continuidade, o que possibilita a confecção de uma mistura com

maior estabilidade e melhor trabalhabilidade.

Tabela 3. 5 – Características do ASAC britado.

Amostra Características Método

Solo 01 Massa Específica Real (g/cm³) NBR 9776 2,584

Massa Específica Aparente (kg/dm³) NBR 7251 2,166 Absorção (%) NBR 9937 19,2

Comparando-se os resultados da Tabela 3.5, obtidos para o ASAC na condição britada, aos

mostrados na Tabela 3.4, sendo estes determinados a partir do agregado calcinado intacto,

observa-se que tanto a absorção quanto a massa específica real aumentaram com a britagem,

apontando assim para a presença de vazios internos não conectados. Em se tratando de

agregados para misturas betuminosas essa é uma observação muito relevante, pois o processo

de britagem poderá conduzir a um maior consumo de ligante. O processo de britagem foi

realizado manualmente por meio de golpes de soquete e peneiramento dos agregados de

acordo com a granulometria desejada.

45

GRANULOMETRIA DO ASAC BRITADO

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,01 0,1 1 10 100


% q

ue p

assa

ASAC - Britada

Figura 3. 18 – Granulometria - ASAC britado.

3.2.2 Material – SEIXO

Este agregado é rotineiramente empregado na confecção dos revestimentos regionais do tipo

concreto asfáltico. Atualmente, a sua retirada do leito de rios vem sendo coibida pelos órgãos

ambientais. Foi caracterizado pela: granulometria, densidades real e aparente, absorção e

resistência ao desgaste por abrasão Los Angeles (Tabela 3.6 e Figura 3.19).

Tabela 3. 6 – Características do Seixo rolado.

Amostra Características Método Seixo

Massa Específica Real (g/cm³) NBR 9776 2,622 Massa Específica Aparente (kg/dm³) NBR 7251 1,917

Absorção (%) NBR 9937 0 Abrasão Los Angeles (%) NBR 6465 35

46

GRANULOMETRIA DO SEIXO

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,01 0,1 1 10 100


% q

ue p

assa

Seixo

Figura 3. 19 – Granulometria - Seixo rolado.

3.2.3 Material – AREIA

Esta componente das misturas asfálticas tem origem residual, e proveniente do leito de rios da

região. É utilizada correntemente em revestimentos no Município de Manaus. Foi analisada

segundo a sua composição granulométrica, e as densidades relativa e real. Os resultados

podem ser visualizados na Tabela 3.7 e Figura 3.20.

Tabela 3. 7 – Características da areia.

Características Método Areia Massa Específica Real (g/cm³) NBR 9776 2,625 Massa Específica Aparente (kg/dm³) NBR 7251 1,512

47

GRANULOMETRIA DA AREIA

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,01 0,1 1 10 100


% q

ue p

assa

AREIA

Figura 3. 20 – Curva granulométrica – Areia.

A norma do DNER (EM 038/97) estabelece que o agregado miúdo componente das misturas

asfálticas, deve obedecer aos limites texturais presentes na Tabela 3.8. Observando-se os

dados constantes na mesma, pode-se afirmar que a areia utilizada nas misturas desta pesquisa,

atende às especificações da norma.

Tabela 3. 8 – Especificação do DNER - Agregado miúdo em misturas.

% passando Peneira Abertura

(mm) Especificação Resultado

3/8” 9,5 100 100 Nº 4 4,75 95 - 100 100 Nº 8 2,36 80 - 100 100 Nº 16 1,18 50 - 85 69 Nº 30 0,6 25 - 60 46 Nº 50 0,3 10 - 30 26 Nº 100 0,15 2 - 10 8

48

3.2.4 Material – FÍLER

O fíler é um material fino passando em totalidade na malha da peneira de 0,42 mm (#40) de

abertura e utilizado com a finalidade de preencher os vazios existentes nas mistura asfálticas.

Nesta pesquisa empregou-se o tradicional cimento Portland para cumprir este papel de

material de enchimento. As suas principais características estão na Tabela 3.9 e Figura 3.21.

Tabela 3. 9 – Características do Cimento Portland.

Características Método Cimento

Massa Específica Real (g/cm³) NBR 9776 3,15

GRANULOMETRIA DO CIMENTO PORTLAND

96

96,5

97

97,5

98

98,5

99

99,5

100

0,01 0,1 1 10 100


% q

ue p

assa

Cimento Portland

Figura 3. 21 – Granulometria - Cimento Portland.

49

Conforme o DNER-EM 367/97, o material a ser utilizado como enchimento deve ser

finamente dividido e obedecer à graduação mínima apresentada na Tabela 3.10. Constatou-se

pela citada tabela que o material pode ser empregado com tal finalidade.

Tabela 3. 10 – Especificação DNER - Material de enchimento.

% em massa passando Peneira Abertura (mm)

Especificação Resultado

Nº 40 0,42 100 100

Nº 80 0,17 95 100

Nº 200 0,075 65 96

3.2.5 Material – LIGANTE

Utilizou-se o cimento asfáltico de petróleo – CAP 50/70 fornecido pela Refinaria Isaac Sabbá

(REMAN/Petrobras) de Manaus. Tal produto foi caracterizado por análises reológicas

sugeridas pelo Strategic Highway Research Program, nas especificações constantes na

Superior Performance Asphalt Pavements (Superpave). Os experimentos foram realizados no

Centro de Pesquisa e Desenvolvimento Leopoldo Américo M. de Mello (CENPES) e constam

na Dissertação de Mestrado de Nunes (2006).

O comportamento do CAP, concernente à minimização dos efeitos de fadiga e deformação

permanente, depende do carregamento e da temperatura na qual ele se encontra. Visando

caracterizá-lo segundo tais condições determina-se o módulo de cisalhamento complexo (G*)

e o ângulo de fase (δ), este se refere à defasagem entre a máxima deformação aplicada e o

cisalhamento máximo. As especificações Superpave estabelecem que o valor da componente

viscosa não recuperável, isto é, G*.sen(δ) não deve exceder 5000 kPa, para que os efeitos da

fadiga sejam minimizados. Os resultados constantes na Tabela 3.11, mostram que para

temperaturas a partir de 22°C, essa condição é atendida.

50

Tabela 3. 11 – Resultado do DSR - Amostra envelhecida, RTFO e PAV.

Após RTFO e PAV Temperatura (°C) G* (kPa) δ (º) G*sen(�) (KPa)

28 1976 59,4 1700

25 3187 56 2600

22 5110 52,3 4000

19 8064 48,4 6000

A relação G*/sen (δ), norteia quanto as deformações permanentes desejáveis. Os testes são

realizados a temperaturas estipuladas, com amostras não envelhecidas e outras submetidas ao

envelhecimento por Rolling Thin Film Over (RTFO). A relação G*/sen (δ) não deve ser

superior a 1,0 kPa para cimentos asfálticos não envelhecidos e 2,2 kPa para aqueles

previamente envelhecidos. Os resultados encontram-se na Tabela 3.12. Observa-se que para a

temperatura de 64°C são atendidas as condições, antes e após o envelhecimento. Na Tabela

3.13 apresentam-se as características físicas do ligante utilizado neste estudo. Conforme

mostrado nesta tabela, o ligante atende às especificações quanto a ponto de fulgor,

viscosidade, perda de massa por envelhecimento antes e após o RTFO. Pode ser classificado

como sendo PG 64-22, onde o número (64) refere-se ao ligante que possui propriedades

físicas adequadas para temperaturas máximas de 64°C, indicado para uso em regiões onde a

temperatura do pavimento não exceda 64°C, a fim de minimizar os efeitos de deformações

permanentes (Frota et al., 2006). Da mesma forma, o segundo número (-22) significa que a

temperatura mínima que o pavimento deve atender é de -22°C. A determinação da

temperatura mínima que o pavimento deve atender é obtida pelo o reômetro de fluência em

viga (bending beam rheometer - BBR) que é usado na caracterização da rigidez do ligante à

baixa temperatura.

Tabela 3. 12 – Resultado do ensaio no DSR - amostras antes e após o envelhecimento.

Antes do RTFO Após o RTFO Temperatura

(°C) G* (Pa)

δ (°)

G*/sen(δ) (kPa)

G* (Pa)

δ (°)

G*/sen(δ) (kPa)

52 - - - 10,78 83,4 10,85

58 2524 87,4 2,5 4,649 85,3 4,66

51

64 1104 88,3 1 2,013 86,8 2,21

70 514 88,9 0,5 - - -

Tabela 3. 13 – Características do cimento asfáltico de petróleo (CAP).

Característica Unidade Especificação Resultado

Ponto de Fulgor ºC 230 mín 301,0

Viscosidade a 135ºC cP 3000 máx 382,5 Perda de massa por

envelhecimento (RTFO) % 1,0 máx 0,4 Temperatura do ensaio de

fadiga ºC G*sen(δ) < 5000kPa 22,0 Antes do

RTFO ºC G*/sen(δ) > 1,00kPa Deformações permanentes Após o

RTFO ºC G*/sen(δ) > 2,20kPa

64,0

3.3 ESTUDO DA MISTURA ASFÁLTICA

Foram confeccionadas 03 (três) misturas do tipo concreto asfáltico, objetivando-se avaliar a

influência das faixas utilizadas e do tipo de agregado graúdo no teor de ligante e,

conseqüentemente, no comportamento mecânico das misturas asfálticas. Adotou-se o

procedimento de dosagem concernente ao método Marshall, sendo que as misturas se diferem

pelo tipo de agregado graúdo (Seixo e ASAC), pela granulometria (Faixa C / DNIT e Faixa

Superpave) e pela porcentagem do agregado (graúdo e miúdo), do fíler mineral e do ligante.

3.3.1 Seleção das Granulometrias

Foram selecionadas 03 (três) composições granulométricas para confeccionar as misturas

asfálticas. As granulometrias compostas com o ASAC enquadraram-se na Faixa C do DNIT

(Mistura M1) e nos limites balizadores da Faixa Superpave (Mistura M2). A mistura

52

utilizando o seixo como agregado graúdo enquadrou-se na faixa C do DNIT e faixa

Superpave (Mistura M3), simultaneamente.

Para o ASAC são mostrados nas Tabela 3.14 e 3.15, e nas Figuras 3.22 e 3.23, a sua

composição juntamente com a sua granulometria, de acordo com a Faixa C – DNIT e

Superpave, respectivamente. Para a composição granulométrica do ASAC balizada pela faixa

Superpave (Figura 3.23) o agregado foi britado previamente para se adequar aos seus limites.

Segundo o diâmetro máximo nominal - DMN 9,50mm, são apresentados na Tabela 3.16 os

pontos de controle e zona de restrição.

Tabela 3. 14 – Composição da mistura com ASAC na Faixa C DNIT – M1.

Agregados (%) Fíler (%) ASAC

ASAC Areia Cimento

Faixa C 41 55 4

0,00

10,00

20,00

30,00

40,00

50,00

60,00

70,00

80,00

90,00

100,00

0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20 1,40 1,60 1,80 2,00

Abertura das peneiras (mm)

Por

cent

agem

em

mas

sa p

assa

ndo

DOSAGEM DNER - C MÍN DNER - C MÁX

Figura 3. 22 – Material ASAC – Faixa C DNIT – M1.

53

Tabela 3.15 – Composição da mistura com ASAC na Superpave – M2.

Agregados (%) Fíler (%) ASAC ASAC Areia Cimento

Superpave 56 38 6

Tabela 3. 16 – Pontos de controle e zona de restrição para DMN 9,50mm.

% passando (em massa)

Pontos de Controle Zona de Restrição Peneira

Abertura (mm)

Inferior Superior Inferior Superior

½” 12,7 100 3/8” 9,53 90 100 N° 8 2,36 32 67 47 N° 16 1,18 32 38 N° 30 0,6 24 28 N° 50 0,3 19 N° 200 0,075 2 10

0,00

10,00

20,00

30,00

40,00

50,00

60,00

70,00

80,00

90,00

100,00

0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50


Por

cent

agem

em

mas

sa p

assa

ndo

DOSAGEM Pc MÍN Pc MÁX Zr MÍN Zr MÁX

Figura 3. 23 – Material ASAC – Faixa SUPERPAVE – M2.

54

Com a finalidade de confrontar resultados alcançados com o agregado sintético de argila

calcinada (ASAC’s), estudou-se, também, como agregado graúdo, o seixo rolado, por ser um

material habitualmente empregado na confecção de misturas asfálticas regionais (Mistura

Convencional). Neste trabalho a granulometria destes agregados foi enquadrada

simultaneamente na Faixa C - DNIT e na Faixa Superpave (Tabela 3.17 e Figura 3.24).

Tabela 3. 17 – Composição da mistura convencional.

Agregados (%) Fíler (%) SEIXO Seixo Areia Cimento

Faixa C / DNIT - Superpave 50 45 5

0,00

10,00

20,00

30,00

40,00

50,00

60,00

70,00

80,00

90,00

100,00

0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50


Porc

enta

gem

em

mas

sa p

assa

ndo

DOSAGEM DNER - C MÁX Faixa C - MÁX. Pc MÁX

Pc MÍN Zr MÍN Zr MÁX

Figura 3. 24 – Material SEIXO – Faixa C / SUPERPAVE – M3.

55

3.3.2 Definição do Teor de Ligante

Estabelecidas as condições iniciais para confecção da mistura, foram moldados os corpos de

prova, para determinação do teor de ligante de projeto. Seguiu-se o procedimento,

convencionalmente, adotado pelo 3ºDRF/ DNIT, descrito em Soares et al. (2000), que

consiste em se fazer:

1. Estimativa de um teor ótimo de ligante para o grupo inicial de corpos de prova e

incremento de teores em ± 0,5% a ± 1,0%.

2. Determinação das massas do CP imerso (Mim) e ao ar (Mar).

3. Determinação da densidade máxima teórica (DMT). Esta é comumente realizada por meio

de uma ponderação das densidades reais (Dai) e suas respectivas proporções (P

i) dos materiais

componentes da mistura asfáltica, segundo o DNIT, seja para agregado graúdo (DNER-ME

81/98) ou para o agregado miúdo (DNER-ME 84/95). De posse destes valores faz-se a sua

determinação, para os diferentes percentuais de ligante, segundo a equação 3.1.

i

i

cap

cap

DP

DP

DP

DPDMT

++++=

...

1

2

2

1

1 (3.1)

Onde: Pi = % de agregado “i” na mistura contendo CAP;

I = varia de 1 ao número de agregados na mistura;

Di = densidade real dos constituintes da mistura;

Dcap = densidade do CAP;

Pcap = porcentagem de CAP na mistura.

Faz-se a determinação da densidade máxima da mistura, para cada ponto da dosagem,

objetivando-se encontrar os índices físicos. Uma das formas de se obter este parâmetro é

utilizando a citada equação 3.1. Todavia, este procedimento não leva em consideração a

absorção de ligante por parte do agregado. Em decorrência de trabalhos anteriores, realizados

pelo Grupo de Geotecnia da UFAM (Frota et al., 2003; Frota et al., 2004) e desse mesmo,

sabe-se que os ASAC’s possuem elevada absorção, portanto, este procedimento não

56

representaria, de maneira satisfatória, o comportamento das misturas com este material. Por

este motivo, optou-se por obter a densidade máxima medida por meio de ensaio conhecido

como método de Rice (ASTM D-2041). Neste caso é mais conveniente usar o termo

Densidade Máxima Medida (DMM) ao invés de Densidade Máxima Teórica (DMT)

(Vasconcelos, 2004).

4. Cálculo dos parâmetros de dosagem.

Volume dos corpos de prova

V = Mar - Mim (3.2)

Densidade Aparente da mistura

Da = Mar / V (3.3)

Volume de vazios

Vv = (DMT - Da) / DMT (3.4)

Vazios com betume

VCB = (Da * Mcap) / Dcap (3.5)

Vazios do agregado mineral

VAM = Vv + VCB (3.6)

Relação betume/vazios

RBV = VCB / VAM (3.7)

Onde:

Mar = Massa do corpo de prova ao ar;

Mcap = Massa de CAP;

Mim = Massa do corpo de prova imerso em água;

DMT = Densidade Máxima Teórica;

Da = Densidade da água.

Foram confeccionados 03 (três) corpos de prova para cada teor de ligante pré-estabelecido,

visando a determinação dos índices físicos das misturas (Figura 3.25, tendo um número

57

mínimo de 09 (nove) corpos de prova para determinação do teor de ligante. Verificou-se que

os limites adotados, como critério de projeto, para a determinação do volume de vazios e dos

vazios preenchidos com ligante, dependem, fundamentalmente, do método selecionado para

se encontrar a densidade teórica da mistura.

(a) )

Figura 3. 25 – Determinação dos índices físic

a) Pesagem do CP ao ar; b) Pesagem do CP i

5. Determinação gráfica do teor de ligante de projeto, a partir dos

Traça-se o gráfico Teor de Ligante versus Vv versus RBV (Figura

de tendência para os teores avaliados. A partir da interseção dos li

destes parâmetros, são encontrados os quatro teores de CAP, se

projeto resultante da média dos dois teores centrais. A definição grá

dosagens das misturas asfálticas seguiu as diretrizes da norma DN

3.18 esboça os valores máximos e mínimos, que foram utilizad

pesquisa.

Tabela 3. 18 – Parâmetros de dosagem para CB

Marshall – DNER-ME 043

Parâmetros CBUQ Volume de Vazios 3 a 5%

Relação betume-vazios 75 a 82%

(b

os.

merso.

parâmetros de Vv e RBV.

3.26). Adiciona-se a linha

mites máximos e mínimos

ndo o teor de ligante de

fica do teor de projeto nas

ER-ES 313/97. A Tabela

os como referência nesta

UQ.

58

Vv (%) RBV (%)

Vvmim

Vvmáx RBV máx

RBV mín

X1 X2 X3 X4

Teor ótimo= (X2 + X3) / 2

Figura 3. 26 – Determinação do teor de CAP (3º DRF).

A moldagem dos corpos de prova seguiu o método Marshall (DNER-ME 043/95), sendo

utilizada a energia de compactação de 75 golpes em cada face dos mesmos, como é

recomendado para pressões de enchimento de pneus de 0,7 a 1,4 MPa. As Figuras 3.27 e 3.28

mostram a seqüência da confecção dos corpos de prova. Para este trabalho convencionou-se

chamar este procedimento de Marshall, devido basicamente ao processo de compactação,

apesar de não contemplar a determinação da estabilidade e da fluência, conforme especificado

pela norma.

(c)

(a) (b) Figura 3. 27 – Preparação dos agregados para confecção da mistura.

a) Pesagem; b) Aquecimento; c) Controle de temperatura.

59

(b) ) (c)

a) Do

A faixa de te

segundo a qua

Saybolt-Furol

viscosidade fo

faixa de temp

mistura dos ag

se, assim, um

compactação,

15 segundos, q

3.3.3 Densi

Para a determi

materiais com

constituintes e

determinação

capítulo anteri

A DMT é um

asfálticas. No

(a

Figura 3. 28 – Confecção da mistura.

sagem de CAP; b) Lançamento no molde; c) Compactação mecânica.

mperatura da mistura do ligante foi balizada pela norma DNER-ES 313/97,

l o cimento asfáltico deve estar a uma temperatura que lhe confira viscosidade

entre 75 e 150 segundos, recomendando-se a faixa de 85 a 95 segundos. Esta

i obtida para o CAP-50/70, produzido pela Refinaria Isaac Sabbá (REMAN), na

eratura entre 160 e 165°C. Conforme, também, esta norma, a temperatura da

regados deve ser 10 a 15°C acima daquela estabelecida para o ligante, obtendo-

a faixa desejável da mistura para os agregados entre 175° a 180°C. Para

estabelece-se que a temperatura do ligante corresponda à viscosidade de 140 ±

ue para o CAP-50/70 utilizado ficou numa faixa entre 150 e 155°C.

dade Máxima Teórica (DMT) das Misturas

nação da DMT comumente realiza-se uma ponderação das densidades reais dos

pósitos da mistura asfáltica. De posse das densidades reais dos materiais

de suas respectivas proporções na mistura, faz-se uma ponderação para a

da DMT para os diferentes percentuais de ligante, conforme observado no

or.

importante parâmetro na determinação do teor de projeto das misturas

Brasil, é geralmente baseado em parâmetros volumétricos. Neste estudo foram

60

adotados dois procedimentos: (i) ponderação das densidades reais dos materiais constituintes

(DMT) para o agregado aluvionar, e para o agregado sintético de argila utilizou-se (ii) a

aplicação de vácuo, que aqui foi denominada de densidade máxima medida (DMM), segundo

a norma ASTM D 2041, também conhecido como método de Rice ou Rice Test, em virtude do

elevado teor de absorção deste agregado.

Para a realização do método de Rice, procedeu-se à mistura de 1500 g de agregados (graúdo e

miúdo), filler e ligante, segundo a condição de temperatura pré-estabelecida (175°C), em

seguida o resfriamento da mesma, por revolvimento contínuo até atingir a temperatura

ambiente (25°C) não havendo desestruturação de grumos formados por agregados e ligante

asfáltico. Imediatamente colocou-se a mistura solta, em recipiente de dimensões apropriadas,

e pesou-se o conjunto (mistura+recipiente) ao ar. Posteriormente, adicionou-se água destilada

até imersão completa da mistura e aplicou-se o vácuo gradualmente, até obter uma pressão

residual no interior do recipiente inferior a 30mmHg, permanecendo sob agitação em mesa

giratória mecânica, pelo menos, por 15 minutos a fim de expulsar o ar existente nos vazios.

Finalmente, o conjunto foi pesado imerso, conforme a seqüência do ensaio retratada na Figura

3.29.

Figura 3. 29 – Procedimentos segundo o Rice Test (ASTM-2041).

A determinação da densidade máxima teórica (DMT) ou conforme visto anteriormente

densidade máxima medida (DMM) é dada pela razão entre o peso da mistura ao ar e a

diferença do peso da mistura ao ar e imerso, de acordo com a equação 3.8.

61

( )BCAADMT−−

=(3.8)

Onde:

A = massa da amostra (ao ar) em g;

B = massa da vasilha (imersa) em g;

C = massa da amostra + vasilha (imersa) em g.

3.4. CARACTERIZAÇÃO MECÂNICA DAS MISTURAS ASFÁLTICAS

Neste trabalho, o comportamento mecânico das misturas foi avaliado por meio dos ensaios de

resistência à tração, por compressão diametral, módulo de resiliência, creep dinâmico e

fadiga, por compressão diametral a tensão controlada. Utilizou-se uma prensa do tipo

Universal Testing Machine (UTM), fabricada pela IPC Global, com capacidade de 14kN. O

sistema apresenta interface computacional, com software para aquisição de dados, capacidade

para variação nos tipos de pulsos de cargas, na freqüência de aplicação destes e nas condições

de confinamento. Na Figura 3.30 visualiza-se o equipamento e algumas de suas partes

constituintes.

62

(c)

(b)

(a)

(c)

(d)

Figura 3. 30 – Universal Testing Machine (UTM).

a) Aquisição de dados; b) Dispositivo Eletro-Pneumático; c) Célula de carga;

d) Dispositivo de controle de pressão.

3.4.2 Resistência á Tração por Compressão Diametral (RT)

Este ensaio foi realizado segundo a norma DNER-ME 138/94. Nesta pesquisa, optou-se por

realizar o experimento apenas em temperatura ambiente, em torno de 27°C. Inicialmente,

mediu-se a altura do corpo de prova, com auxílio de um paquímetro, em quatro posições

diametralmente opostas (Figura 3.31), adotando-se a média aritmética destas leituras para o

cálculo da RT. O corpo de prova foi, então, colocado no molde para ajuste dos frisos, de

63

forma centralizada, sendo, posteriormente, levado à prensa onde, progressivamente, aplicou-

se uma carga estática, com velocidade de 0,8 ± 0,1mm/s, até o mesmo atingir a ruptura. Os

resultados foram obtidos para tempos de leitura a cada 0,02s, da aplicação da carga, e

constituiram-se em referências para realização dos demais ensaios. O cálculo da resistência de

ruptura à tração por compressão indireta foi calculado pela equação 2.6.

Figura 3. 31 – Seqüência do ensaio de RT.

64


O ensaio de módulo de resiliência (MR) foi executado a temperatura em torno de 27°C

(ambiente climatizado). Tal qual o ensaio de resistência à tração (RT), foram tomadas as

dimensões diametralmente opostas, sendo o corpo de prova, em seguida, ajustado no molde

(Figura 3.32). Para medição dos deslocamentos horizontais, induzidos pelo carregamento

vertical, foram dispostos dois LVDT’s (linear variable differential transducers) em posições

diametrais, visando minimizar o efeito de possíveis irregularidades na superfície do corpo de

prova.

Figura 3. 32 – Detalhes do ensaio para determinação do MR.

A determinação da deformação resiliente obedece a alguns procedimentos, objetivando-se

avaliar as contribuições de cada uma das parcelas da deformação total das misturas asfálticas.

O equipamento utilizado nesta pesquisa adota os procedimentos especificados na ASTM D-

4123-95. Analisou-se o comportamento resiliente das misturas asfálticas para valores de 10%,

65

20% e 30% da carga de ruptura, encontrada no ensaio de RT. O ensaio consistiu em aplicar

405 pulsos de carga, na forma semi-seno-verso (haversine), onde 400 destes referem-se à fase

de condicionamento da amostra. O resultado do ensaio corresponde à média aritmética dos

últimos 05 pulsos de carregamento, tendo sido fornecido diretamente pelo equipamento e

calculado pela equação 2.9. A freqüência de carregamento utilizada foi 1s para cada ciclo,

correspondendo à aplicação de carga 0.1s e repouso de 0.9s.

Ressalta-se, que os resultados de cada pulso de carga são mostrados na tela durante todo o

ensaio, inclusive durante a fase de condicionamento do corpo de prova, para

acompanhamento de possíveis irregularidades que possam vir a ocorrer durante o

experimento. O sistema de aquisição de dados permite a visualização dos resultados de

módulo resiliente, deformação recuperável total, pico de carga e deformações individuais nos

LVDT’s, no decorrer da realização do experimento, pelos resultados gerados graficamente,

seja para o carregamento ou para as deformações em cada LVDT. Para a entrada de dados,

quando do início do ensaio, são definidas as dimensões do corpo de prova, a freqüência de

carregamento, forma do carregamento e a carga. A UTM permite realizar experimentos para

várias formas de carregamento (haversine, triangular, exponencial, quadrada, trapezoidal,

duploseno, triploseno).

3.4.4 Deformação Permanente (“Creep” Dinâmico)

Este experimento procura simular a ocorrência do afundamento de trilha de rodas, dos

revestimentos asfálticos no campo. Foi executado aplicando-se cargas de compressão axial

cíclica (forma haversine) em corpos de prova cilíndricos, por 1 hora, equivalendo a 3600

ciclos de carregamento, sendo 0,1s de carregamento e 0,9s de repouso. Inicialmente, é

aplicada uma carga estática pré-condicionante de 20kPa por 10 minutos (600 ciclos). A

aquisição das deformações permanentes acumuladas é registrada por meio de dois LVDT’s,

colocados na face superior do corpo de prova e sobre uma placa de carregamento,

possibilitando uma distribuição uniforme da carga, conforme é mostrado na Figura 3.33. Nos

ensaios realizados foi utilizado um carregamento, correspondente à tensão axial (σaxial) de

200kPa, na temperatura de aproximadamente 27°C.

66

Figura 3. 33 – Ensaio de Creep dinâmico.

Os ensaios de compressão axial são, em geral, de simples realização. Sua dificuldade pode

estar na preparação dos corpos de prova, onde atuará o carregamento axial. Para minimizar o

efeito das possíveis variações, devido irregularidades nas faces de contato, foi realizado o

carregamento pré-condicionante. Segundo Vianna et al. (2003), os processos utilizados para a

eliminação destas irregularidades, tais como polimentos e capeamentos, não garantem que as

deformações registradas sejam, efetivamente, as ocorridas no corpo de prova.

3.4.5 Vida de Fadiga

A fadiga é uma forma de ruptura resultante da repetição das cargas originárias, seja do tráfego

ou das mudanças de temperatura. Nesta pesquisa foi realizado o ensaio à tensão controlada,

cujo critério de fadiga está associado à fratura total da amostra ou aparecimento de fissuras na

mesma. A carga é mantida constante, ao longo do ensaio, e as deformações atingem um valor

máximo com o colapso do corpo-de-prova, em condições térmicas em torno de 27°C. Em

geral, a vida de fadiga (N) é definida como o número total de aplicações de uma carga

necessária à ruptura total da amostra.

67

O ensaio realizado para estimar a vida de fadiga consistiu na aplicação de pulsos de carga, de

forma haversine, com freqüência de 1s, sendo 0.1s correspondentes ao tempo de aplicação da

carga e 0.9s ao tempo de repouso. Os carregamentos utilizados foram 10%, 20% e 30% da

(RT), correspondentes à carga máxima de ruptura obtida no ensaio de resistência à tração, por

compressão indireta. Durante o ensaio, procurou-se acompanhar a tela dos resultados do MR

versus ciclos versus deslocamentos, apresentados pelo corpo de provas. O critério de parada

utilizado, nesta pesquisa, foi o aparecimento de um grande número de fissuras na superfície

do corpo de prova e/ou o decréscimo do MR em 50% do valor inicial. Tal critério foi adotado

para verificar o comportamento da mistura quanto ao MR durante o ensaio de fadiga sem

danificar as LVDT’s locadas diametralmente nos corpos de prova.

Figura 3. 34 – Ensaio de Vida de fadiga.

Segundo Pinto e Motta (1995) as tensões aplicadas aos corpos de provas têm intensidade

inferior à tensão de ruptura do material, resultando no trincamento da camada do pavimento,

depois de determinado número de aplicações de carga. Ou seja, o material perde sua

resistência com a repetição da aplicação das cargas. O estabelecimento de um critério de

ruptura, que possa indicar o momento em que a mistura asfáltica começa a apresentar

68

crescimento rápido do dano no ensaio de fadiga, é um importante objeto de pesquisa atual em

misturas betuminosas.

O trincamento por fadiga tanto pode se iniciar nas fibras inferiores da camada do revestimento

asfáltico e propagar-se por toda a espessura, até o surgimento das trincas na superfície, quanto

pode começar pelo topo da mesma, devido ao surgimento de tensões críticas na fibra superior

da camada, agravadas pelo enrijecimento ocasionado pelo envelhecimento, dependendo,

também, da espessura da camada (Medina e Motta, 2005). Segundo Ayres (1997),

inicialmente os trincamentos ocorrem em pontos críticos, tais como fibra inferior do

revestimento, onde as tensões são maiores. Com a continuação da aplicação do carregamento,

as trincas se propagam por toda a espessura da camada, permitindo-se a passagem de água da

superfície para dentro da estrutura do pavimento. Este fenômeno enfraquece e reduz o

desempenho global do pavimento constituindo-se em um dos principais processos de ruptura

dos pavimentos.

Critérios diferentes, para determinação do número N, têm sido definidos e variam com o tipo

de carregamento utilizado no ensaio, seja a tensão controlada (TC) ou a deformação

controlada (DC). Na literatura, alguns exemplos referentes ao ensaio à TC, tem sido utilizados

como definidores de critério, tais como: a) a ruptura completa (Pinto, 1991; Mourão, 2004); b)

o limite de 90% na redução do módulo complexo E* (Mamlouk e Sarofim, 1988); e c) o

aumento em 100% da deformação inicial (Dijk, 1975; Rowe, 1993). No ensaio à deformação

controlada (DC), os critérios utilizados tem sido a redução em 40% e 50% da carga inicial

aplicada (Pinto 1991; NF P 98-261-1, 1993), 50% do módulo de rigidez inicial por flexão (S0)

ou da tensão inicial (Pronk e Hopman, 1990; Tayebali et al., 1992) apud Loureiro (2003).

Durante os primeiros ensaios de fadiga realizados no Brasil, costumava-se fazer a medida das

deformações elásticas e plásticas durante todo o ensaio à tensão controlada. Depois que

ocorreram perdas dos LVDT’s durante estas medições, optou-se por não mais se fazer leituras

ao longo do ensaio por medida de economia, dados os custos destes aparelhos (Motta, 2006).

A importância das leituras das deformações que ocorrem no corpo de prova durante o ensaio

pôde ser avaliada por Pinto (1991). Segundo este autor, de acordo com as leituras realizadas

observou-se que existe: a) uma fase inicial nos ensaios de fadiga que ele denominou de “fase

de condicionamento”, correspondendo a menos de 5% da vida do corpo de prova. Nesta fase,

há um crescimento das deformações permanentes com alguma intensidade. b) Tem-se, em

69

seguida, uma fase “estável”, correspondendo aproximadamente a 70% da vida de fadiga,

caracterizando-se pelo surgimento da primeira trinca visível na parte externa dos corpos de

prova. c) Em seguida, começa a fase de “ruptura” propriamente dita que corresponde a 25%

da vida de fadiga e se caracteriza por um crescimento acelerado das deformações elásticas e

plásticas até atingir ruptura total dos corpos de prova.

70

4. APRESENTAÇÃO E ANÁLISE DE RESULTADOS

Nesta seção têm-se as discussões referentes: aos resultados dos ensaios preliminares (item

4.1), a caracterização das misturas asfálticas (item 4.2) e aos resultados dos ensaios

mecânicos, que determinaram a resistência à tração (RT), o módulo resiliente (MR), o creep

dinâmico e a vida de fadiga (item 4.3).

4.1 ENSAIOS PRELIMINARES

O objetivo deste item foi validar o solo na forma de agregado calcinado dentro das

especificações do DNIT, de acordo com: ensaio de autoclave, perda de massa após a fervura,

abrasão Los Angeles.

A Tabela 4.1 apresenta os resultados dos ensaios preliminares comparando-os às

especificações de norma. A seleção expedita pelo processo de fervura apresentou resultados

satisfatórios para os dois solos estudados, ou seja, os corpos de prova não apresentaram

variação de volume ou perda de consistência na avaliação táctil e visual. A perda de massa

após fervura dos corpos de prova mostrou valores muito inferiores ao valor máximo

estabelecido por norma para este tipo de agregado. Os resultados relativos ao ensaio de

desgaste por abrasão Los Angeles, indicam valores abaixo daquele especificado pelo DNIT.

Para ambos os solos o desgaste sofrido foi inferior ao máximo estabelecido por norma para

uso como ASAC. No entanto no que se refere ao uso como agregado sintético para

revestimentos asfálticos a norma estabelece desgaste máximo de 35%, tendo o Solo 01

diferido deste valor por apenas um ponto percentual acima deste valor.

Tabela 4. 1 – Análises Preliminares.

Alterações de volume e consistência Amostra

Especificação para uso ASAC Resultado

Solo 01 Não variou

Solo 02 Não varia

Não variou

71

Amostra Perda de Massa (%) Especificação para uso como ASAC Resultado (%)

Solo 01 0,01

Solo 02 < 10

0,14

Amostra Abrasão Los Angeles

Especificação para uso como ASAC (%)

Resultado (%)

Solo 01 36

Solo 02 < 35 43

Pelo exposto, os dois solos pesquisados (Solo 01 e Solo 02) apresentaram características

físicas que lhes conferem condições satisfatórias para confecção de agregado sintético de

argila calcinada (ASAC), segundo critérios presentes em DNER-EM 230/94. Optou-se por

trabalhar apenas com o Solo 01, em razão do trabalhoso processo de produção artesanal do

agregado e pela menor distância de transporte do material da jazida ao laboratório da menor

distância de transporte até o Laboratório da UFAM e por apresentar menor desgaste no ensaio

de abrasão, conforme mencionado no capítulo anterior.

Retração dos Agregados

55,0

60,0

65,0

70,0

75,0

80,0

0,10 1,00 10,00 100,00 1.000,00 10.000,00

Tempo (min)

Mas

sa (g

)

CP 01 CP 02

(a) Massa para estudo da Retração

72

Retração dos Agregados

25,0

30,0

35,0

40,0

45,0

0,10 1,00 10,00 100,00 1.000,00 10.000,00Tempo (min)

Volu

me

(cm

³)

CP 01 CP 02

(b) Volume para estudo da Retração

Figura 4. 1 – Dados de retração do solo.

Verificou-se, também, a retração sofrida pelo solo escolhido, durante o processo de secagem

ao ar. A Figura 4.1, mostra os resultados obtidos para dois corpos de prova deste material,

analisados segundo variação gravimétrica e volumétrica. A retração sofrida pelo solo está

diretamente relacionada à perda de água até atingir o limite de contração do solo. Observou-se

que o comportamento deste material apresentou estabilidade para tempos a partir de 4000

minutos (aproximadamente 03 dias). Notou-se, também, que o comportamento das duas

curvas para a variação de massa e volume apresenta-se um paralelismo em seus

comportamentos. No entanto, percebe-se uma defasagem entre os valores, podendo estar

relacionado, possivelmente, à presença de bolhas de ar oclusas no interior da massa de solo,

ao maior grau de compactação do CP 01 em relação ao CP 02 ou a uma pequena diferença de

umidade. Ao fim do ensaio os corpos de prova apresentaram uma variação em suas

dimensões, em torno de 25% da massa e 22% do volume inicial (Figura 4.2).

73

Retração

Figura 4. 2 – Corpos de prova para avaliação da retração do solo.

Com o intuito de avaliar o enquadramento da matéria-prima para confecção de agregados

calcinados, segundo os valores de determinados óxidos recomendados pelo DNIT e as

possíveis transformações sofridas pelo solo antes e após a queima realizou-se a análise

química. O Laboratório GEOSOL (Belo Horizonte – MG) foi o responsável por esta análise

por meio de fusão com Tetraborato de Lítio - Fluorescência de Raios-X. As amostras

apresentaram elevados teores de óxidos de ferro e alumínio (Fe2O3 e Al2O3), responsáveis pela

cor vermelho-amarelada após a queima. Apresentou também baixo valor para perda ao fogo a

950ºC de 2.4%, concernente a pouca quantidade de matéria orgânica, aferindo qualidade ao

material utilizado. Os elementos fundentes (Na2O, K2O) encontram-se em baixa proporção,

sendo estes fundamentais para a produção de agregados com baixa porosidade, fato este que

possivelmente explica o grau de absorção do agregado produzido (Santos, 1975).

Na Tabela 4.2 encontram-se comparativamente os resultados obtidos para os óxidos presentes

e os valores recomendados pelo DNER (1981). Verifica-se que os percentuais dos óxidos

encontrados estão dentro ou próximo dos limites especificados. Observa-se que a matéria

prima analisada não apresentou variação na composição química após o processo de queima.

Deduz-se que para a temperatura utilizada para queima da argila pode não ter provocado

alteração na composição química da mesma. No entanto, recomenda-se que sejam feitas

análises mineralógicas para avaliar o comportamento dos argilominerais para a temperatura de

queima.

74

Tabela 4. 2 – Valores aceitáveis e valores obtidos na análise química.

Óxidos Valores

recomendáveis

Solo 01

(natural)

Solo 01

(pós-calcinação)

SiO2 50% a 65% 59,1% 62,9% Al2O3 15% a 20% 24,1% 25,7% CaO 1% a 5% 0,22% 0,3%

Fe2O3 5% a 10% 4,3% 4,4% Na2O + K2O 1% a 5% 2,73% 2,53%

Ressalta-se que a análise química é muito importante quando se deseja saber a cor após a

queima ou o ponto de fusão. No entanto, os dados da análise química, isoladamente, sem

informação adicional por difração de raios X, análise térmica diferencial, análise

termogravimétrica e outros métodos, pouco informam acerca das propriedades de uma argila

(Souza, 1982).

4.2 PARÂMETROS FÍSICOS DAS MISTURAS ASFÁLTICAS

Nas Figuras 4.3 a 4.5 são apresentados os gráficos de Teor de Ligante versus Vv e RBV. O

teor de ligante “ótimo” encontrado foi: 7,25% para a Mistura M1 (ASAC – Faixa C, Figura

4.1), 9,5% para a Mistura M2 (ASAC – Superpave, Figura 4.2), e 5,5% para a Mistura M3

(Seixo – Faixa C/ Superpave, Figura 4.3). O valor encontrado para a Mistura M2 é

considerado elevado para misturas asfálticas, tendo como possível causa o aumento da

superfície específica do agregado graúdo, isto é, em virtude da trituração do mesmo. Uma

possível explicação para tal comportamento está relacionada ao processo de retração, ocorrido

durante a secagem. Neste processo, devido ao grau de liberdade existente na face externa dos

agregados, ocorre maior tendência à orientação das partículas na superfície dos mesmos

criando assim uma película menos permeável. Com a britagem as novas faces expostas

tendem a serem mais permeáveis facilitando a penetração do ligante, implicando em maior

absorção de ligante para a mistura M2. O teor de projeto encontrado para a Mistura M3 foi o

de 5,5%, sendo o mais baixo, provavelmente devido ao seixo não apresentar absorção. Quanto

aos volumes de vazios (Vv) os resultados foram: 3,8%, 4,5% e 3,5% respectivamente, para as

misturas M1, M2 e M3. São apresentados na Tabela 4.3 os resultados das propriedades das

75

misturas, relativos aos teores “ótimos” de ligantes determinados para as misturas asfálticas

estudadas. Sua determinação foi realizada conforme explicado no Capítulo 3, ou seja, pelo

procedimento adotado pelo 3ºDRF/ DNIT para a Mistura M3 e pelo método Rice para as

Misturas M1 e M2 que apresentaram elevado teor de absorção.

Teor de Ligante Ótimo - M1

0

2

4

6

8

10

12

5 6 7 8

Teor de Ligante (%)

Vv

(%)

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

RBV

(%)

Seqüência2 Seqüência1 Linear (Seqüência1) Linear (Seqüência2)

Figura 4. 3 – Determinação do teor de ligante para a Mistura M1 ASAC – Faixa C.

Teor de Ligante Ótimo - M2

0,00

2,00

4,00

6,00

8,00

10,00

12,00

8,00 8,50 9,00 9,50 10,00

Teor de Ligante (%)

Vv (%

)

0,00

10,00

20,00

30,00

40,00

50,00

60,00

70,00

80,00

90,00

RBV

(%)

Vv (%) RBV (%) Linear (RBV (%)) Linear (Vv (%))

Figura 4. 4 – Determinação do teor de ligante para a Mistura M2 ASAC britado – Superpave.

76

Teor Ótimo de Ligante - M3

0,00

1,00

2,00

3,00

4,00

5,00

6,00

7,00

8,00

4,50 5,00 5,50 6,00 6,50

Teor de Ligante (%)

Vv

(%)

0,00

10,00

20,00

30,00

40,00

50,00

60,00

70,00

80,00

90,00

100,00

RBV

(%)

Vv (%) RBV (%) Linear (RBV (%)) Linear (Vv (%))

Figura 4. 5 – Determinação do teor de ligante para a Mistura M3 Seixo – Faixa C e

Superpave.

Tabela 4. 3 – Índices físicos das misturas para o teor ótimo de ligante.

Mistura Teor de

asfalto (%)VCB (%) VAM (%) Vv *(%) Vv **(%) RBV (%)

M1 7,5 12,71 16,51 12,38 3,8 76,90 M2 9,5 16,99 21,49 11,55 4,5 79,00 M3 5,5 16,30 19,8 - 3,5 82,32

Nota:

Vv* - este valor representa o resultado obtido para o volume de vazios para uma mistura asfáltica onde agregado

empregado apresenta elevado teor de absorção. Esta determinação refere-se ao cálculo da DMT considerando a

média ponderada das proporções e densidades.

Vv** - este valor representa o resultado obtido quando da utilização da Densidade Máxima Medida (DMM)

obtida pelo Rice Test.

4.3 RESULTADOS DOS ENSAIOS MECÂNICOS

Definidos os teores “ótimos” das misturas asfálticas, passou-se a moldagem dos corpos de

prova e a sua avaliação quanto ao comportamento mecânico, por meio dos ensaios dinâmicos.

77

4.3.1 Resistência à Tração por Compressão Diametral (RT)

A Figura 4.6 e a Tabela 4.4 apresentam, respectivamente, os resultados da carga máxima de

ruptura e o valor da resistência à tração por solicitação diametral, nos corpos de prova das

misturas asfálticas estudadas. Para o ensaio de RT utilizou-se 18 (dezoito) corpos de provas

para a realização do citado experimento, sendo 6 corpos de prova referente a cada mistura.

1

2

3

4

5

6M1M2

M3

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

Forç

a (k

N)

FORÇA MÁXIMA DE RUPTURA

Figura 4. 6 – Carga de ruptura relativa ao ensaio de Resistência à Tração (RT).

Tabela 4.4 – Valores de RT para as misturas estudadas.

M1 M2 M3

RT (MPa)

Desvio Padrão

Média RT

(MPa) RT

(MPa) DesvioPadrão

Média RT

(MPa) RT

(MPa) Desvio Padrão

Média RT

(MPa) 0,83 0,82 0,580,78 0,87 0,580,83 0,91 0,690,78 0,92 0,590,84

0,07 0,84

0,92

0,05 0,88

0,64

0,06 0,64

78

Notou-se, que para as misturas confeccionadas com o ASAC (misturas M1 e M2), as cargas

necessárias a ruptura oscilaram em torno de 8 kN a 9 kN. As misturas convencionalmente

usadas em Manaus, produzidas com seixo (Mistura M3) apresentaram resultados inferiores,

variando de 5 kN a 6,5 kN. Este fato pode estar associado às características do seixo alusivas

a sua textura superficial lisa e a sua falta de angulosidade.

Corroborando com a constatação relativa a menor angulosidade e textura superficial lisa,

verificou-se o comportamento dos agregados no interior das misturas, após o ensaio de RT

(Figura 4.7a 4.9), quando o corpo de prova apresenta-se rompido em duas partes. Observou-se

que a ruptura dos corpos de prova confeccionados com ASAC (Mistura M1 e mistura M2)

ocorreu conjuntamente na mistura cisalhando os agregados. Na Mistura M3 (Seixo), notou-se,

que a ruptura aconteceu somente no mástique, formado pelo agregado miúdo, filer mineral e

ligante asfáltico, contornado os agregados graúdos e deixando-os praticamente intactos.

Ressalta-se, também, a segregação apresentada, principalmente, pela Mistura M1, o que

possivelmente contribuiu para a maior dispersão nos resultados. Notou-se a concentração dos

agregados maiores lateralmente e na face inferior, quando do lançamento da mistura no ato da

compactação. Espera-se solucionar este problema por meio da colocação da mistura por

deposição, ao invés do escoamento, conforme foi realizado. Para as demais misturas tal

comportamento não ficou tão evidenciado, sendo que estas apresentaram distribuição espacial

dos agregados menos heterogênea na mistura.

Figura 4. 7 – Corpo de prova da Mistura M1(Faixa C), após ensaio de RT.

79

Figura 4. 8 – Corpo de prova da Mistura M2 (Superpave), após ensaio de RT.

Figura 4. 9 – Corpo de prova da Mistura M3 (Seixo), após ensaio de RT.


O ensaio para determinação do módulo de resiliência é de caráter não destrutivo, devido a sua

condicionante teórica, onde o comportamento do material deve ser considerado elástico. As

normas (DNER – ME 133/94; NCHRP 1-28 e 1-28A e o Protocolo P07 do LTPP) e trabalhos

(Vasconcelos, 2004; Batista, 2004; Nascimento, 2005; Motta et al. 2000; entre outros) não

especificam a carga a ser usada para avaliar o comportamento resiliente das misturas

asfálticas. Este fato gera uma série de dúvidas, quanto a melhor maneira de realizar o

experimento dentro das condições elásticas. Nesta pesquisa para avaliar as condições de

80

carregamento e variação do módulo, empregaram-se três carregamentos, sendo as cargas

correspondentes a 10%, 20% e 30% da resistência ruptura por tração (RT). As temperaturas

de realização dos ensaios foram de 27°C ± 1°C (ambiente climatizado). Segundo a norma

ASTM D-4123/82 a média dos valores do MR, concernentes aos últimos 05 pulsos, fornece o

resultado do ensaio, após os 400 pulsos condicionantes iniciais. Foram moldados 15 (quinze)

corpos de prova para cada mistura neste ensaio, sendo 05 (cinco) para cada um dos 03 (três)

níveis de tensão estabelecidos.

Na Figura 4.10 são apresentados os valores médios para os resultados de MR atinentes às

misturas asfálticas estudadas. Observou-se que as misturas M1 e M3, confeccionadas com o

ASAC (Faixa C) e Seixo, mostraram valores inferiores aos relativos à Mistura M2 com

ASAC britado (Superpave). Esta tendência perdurou para todas as condições de carregamento

impostas. Notou-se, também, conforme esperado, uma redução considerável do valor do MR

com o acréscimo da porcentagem da carga de ruptura. A exemplo, tem-se a Mistura M1, onde

para uma carga de 10% da RT (800 N), teve-se o MR de 1750 MPa; para 20% da RT (1600

N), o MR foi de 1400 MPa; e para uma carga de 30% da RT (2400 N), obteve-se o MR de

500 MPa. A diferença de MR devido ao aumento das solicitações de 10% para 20% RT, ficou

em torno de 350 MPa, correspondendo a uma redução de 20%. Mais significante foi a

variação do seu valor para um carregamento referente a 30% da RT, verificando-se uma

redução de aproximadamente 70% do valor de MR, em relação ao valor deste para

solicitações de 10% da RT.

Em virtude da carga necessária à ruptura nas misturas M1 e M2 apresentarem,

aproximadamente, a mesma intensidade para os ensaios de RT, pôde-se comparar o

comportamento das mesmas quanto às respostas do MR para um mesmo tipo de agregado,

diferenciado apenas pela forma e distribuição granulométrica. Observou-se que a mistura com

ASAC enquadrada na Faixa C do DNIT, apresentou menores respostas para o MR, em relação

ao agregado britado, condizente com os limites Superpave, para os três níveis de tensões

ensaiadas. Sendo, no entanto, mais acentuado para 30% de RT. A Mistura M3 apresentou

valores de MR próximos da Mistura M2. No entanto, deve-se atentar para o carregamento

necessário à ruptura da Mistura M3 foi de 6,0 kN sendo este bem inferior às misturas M1 e

M2 (8,5 kN).

81

0

500

1000

1500

2000

2500M

R (M

Pa)

10% 20% 30%

% RT

MÓDULO RESILIENTE

M1 M2 M3

Figura 4.10 – Módulo Resiliente para as misturas asfálticas (MR).

Ao analisar isoladamente o comportamento das misturas pelo gráfico da Figura 4.10, entende-

se que a Mistura M3 (Seixo) apresenta resultados de MR próximos aos obtidos para a Mistura

M2 (ASAC- Britado). No entanto, tal entendimento não representa o comportamento

mecânico real destas misturas, como pode ser observado no gráfico da Figura 4.11. A Mistura

M3 apresenta resultados de MR inferiores às demais, quando se avalia seu comportamento

considerando um mesmo carregamento. Por exemplo, para um carregamento de 1100 kN tem-

se aproximadamente um módulo resiliente para M1 (ASAC – Faixa C) de 1600 MPa, M2

(ASAC – Superpave) de 1900 MPa e para M3 (Seixo) de 1500 MPa.

Os resultados obtidos foram selecionados para valores convergentes, conforme se observa na

Figura 4.11 onde alguns valores foram descartados em função das divergências apresentadas.

Tais divergências podem decorrer de fatores diversos, dentre eles as variações inerentes ao

método Marshall de compactação e ao próprio procedimento de mistura e colocação nos

moldes, conseqüentemente, aferindo-se aumento no grau de heterogeneidade do material.

Como forma de aumentar o nível de confiabilidade dos resultados, realizou-se o ensaio para

um número de 5 (cinco) corpos de prova para cada nível de tensão analisado, conforme citado

anteriormente.

82

MÓDULO RESILIENTE

M3y = -0,7075x + 2290,7

R2 = 0,9677

M2y = -0,5353x + 2507,7

R2 = 0,8918

M1y = -0,7701x + 2436,2

R2 = 0,9381

0

500

1000

1500

2000

2500

500 700 900 1100 1300 1500 1700 1900 2100 2300 2500Cargas (kN)

MR

(MPa

)

M1 M2 M3 Linear (M3) Linear (M2) Linear (M1)

Figura 4. 11 – Módulo resiliente em função do carregamento aplicado.

Particularmente, nas Figuras 4.12 a 4.14 os gráficos alusivos ao comportamento das misturas

asfálticas com o ASAC na Faixa C do DNIT, quanto às suas deformações em função das

solicitações, para os últimos 5 pulsos de carga. Nota-se que quanto maior o nível da tensão,

maior serão as deformações permanentes na amostra. Portanto, ao realizar ensaios para

determinação do módulo resiliente deve-se levar em consideração o comportamento das

misturas para aquele nível de tensão que se está utilizando, visando não provocar dano na

amostras, fazendo que o seu comportamento seja o mais linear possível.

83

DESLOCAMENTOS - M1

0

4

8

12

16

20

0 1000 2000 3000 4000

Tempo (ms)

Des

loca

men

tos

(µm

)

10% de RT

Figura 4. 12 – Deformações dos últimos 5 pulsos de carga (10% RT - M1).

DESLOCAMENTOS - M1

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 1000 2000 3000 4000

Tempo (ms)

Des

loca

men

tos

(µm

)

20% de RT


DESLOCAMENTOS - M1

0

30

60

90

120

150

180

210

240

270

0 1000 2000 3000 4000Tempo (ms)

Des

loca

men

tos

(µm

)

30% de RT


84

Para este estudo, verificou-se que as cargas a partir de 30% de RT, possivelmente, provocarão

variação no comportamento das misturas asfálticas, passando a apresentar além da fase

elástica uma fase plástica bem acentuada, inviabilizando-se sua análise sob a luz da teoria da

elasticidade. Deve-se, também, atentar para o número de ciclos da fase condicionante, pois se

espera que após esta fase as deformações ocorrentes sejam de natureza resiliente

(recuperável). Verificou-se, neste trabalho, que o número de pulsos de carga aplicados na fase

de condicionamento (400 pulsos) foi satisfatório, em virtude da reduzida magnitude das

deformações. Huang (1993) considera que se a carga aplicada é pequena, quando comparada à

resistência do material, e é repetida por n vezes (em geral, n é acima de 200 pulsos de carga),

a deformação do material é quase totalmente recuperável, podendo considerá-la elástica.

4.3.3 Relação MR/RT

A relação MR/RT é mais um parâmetro comparativo entre misturas asfálticas a fim de avaliar

o comportamento das mesmas, relativo à vida de fadiga. Soares et al. (2002) encontraram para

misturas de CBUQ (Faixa C do DNIT) e usando CAP 50/60, oriundo do petróleo venezuelano

Bachaquero, valores entre 3.000 e 3.500. Vasconcelos (2004), obteve para misturas tipo SMA

(Stone Matrix Asphalt) de 12,5mm e 9,5mm, compactadas pela metodologia Superpave

(compactador giratório), resultados de 4.844 e 4.106, respectivamente. Para as misturas

estudadas, confeccionadas segundo o método Marshall e enquadradas na faixa Superpave

foram encontrados resultados variando de 2.336 a 3.812, para as misturas M2 e M3,

respectivamente conforme mostrados na Tabela 4.5 e ilustrados na Figura 4.20.

Tabela 4.5 – Resultados da relação MR/RT.

MR/RT

10% 20% 30%

M1 (ASAC) 2037 1530 525

M2 (ASAC Britado) 2336 1660 1376

M3 (Seixo) 3812 3313 1674

85

RELAÇÃO MR/RT

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

10% 20% 30%

% de RT

MR

/RT

M1 M2 M3

Figura 4. 15 – Resultados de MR/RT para as misturas.

Os resultados da relação MR/RT encontrados para as misturas confeccionadas com o ASAC

(M1 e M2), apresentaram menores valores do que aquelas utilizando o seixo como agregado

graúdo (M3). Na literatura tem-se encontrado alguns trabalhos que consideram que quanto

menor o valor da razão entre o módulo resiliente e a resistência à ruptura por tração, maior

será a vida de fadiga para a mistura asfáltica. Exemplo desta análise é o trabalho de Pinheiro

et al. (2003), bem como o de Leite et al. (2000), onde sugerem que misturas apresentando

valor de MR/RT da ordem de 3000 indicam bom comportamento estrutural, com flexibilidade

e boa resistência à tração. No entanto, cabe ressaltar que não se pode assegurar este

comportamento para as misturas estudadas, em virtude de não existir um banco de dados que

viabilize a apreciação desta relação.

4.3.3 Deformação Permanente (Creep Dinâmico)

A deformação axial não recuperável tem seus resultados apresentados na Figura 4.16, de onde

se observa que a mistura confeccionada com o seixo (M3) apresentou as maiores deformações

específicas. Tais deformações referem-se às deformações médias obtidas pelos LVDT’s

colocados na placa de carregamento superior, em relação à altura inicial do corpo de prova.

86

Compressão Axial Dinâmica

0.0000

0.0005

0.0010

0.0015

0.0020

0.0025

0.0030

0.0035

0.0040

0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000

Número de ciclos

Def

orm

ação

Per

man

ente

Esp

ecífi

ca (m

m/m

m)

M1 M2 M3

Figura 4. 16 – Resultados dos ensaios de Creep Dinâmico.

O comportamento das curvas resultantes do ensaio de creep dinâmico mostra que as

deformações aumentam com o número de esforços solicitantes nos ciclos de carregamento. O

comportamento da mistura confeccionada com o ASAC britado (M2) é sensivelmente

diferenciado para os primeiros 100 ciclos, apresentado maior deformação especifica.

Entretanto, a partir de aproximadamente 400 ciclos há uma minimização das deformações,

passando a apresentar relativa estabilidade das mesmas ao atingir 2000 ciclos de

carregamento. As misturas M1 e M3 apresentaram os maiores valores, em torno de 0,0025 e

0,0040, respectivamente, além de não apresentar tendência de estabilidade no seu

comportamento deformável. As equações logarítmicas mostradas na Figura 4.17, refletem o

comportamento dessas misturas para o intervalo de ciclos observados.

No ensaio de creep a determinação da deformação plástica (permanente) não ficou

evidenciada de forma significativa quanto à influência dos tipos de agregados, das faixas

adotadas ou do índice de vazios da mistura. Possivelmente, esse comportamento pode ser

explicado pela baixa tensão axial adotada (0,2 MPa) para os carregamentos cíclicos.

87

Tabela 4. 6 – Resultados do ensaio de creep dinâmico.

M1 M2 M3

Def. Esp. Axial Máxima (mm/mm)

Módulo de Fluência

(MF)

Def. Esp. Axial Máxima

(mm/mm)


(MF)

Def. Esp. Axial Máxima

(mm/mm)


(MF)

0,00237 0,0016 0,0043 0,00414 0,0019 0,0039 0,00252 0,0022 0,0038 0,00262 0,0013 0,0042 0,00257

0,00284 79,34

0,002

0,00178 112,3

0,0036

0,0039 50,38

Dos resultados constantes na Tabela 4.6, observou-se que os corpos de provas ensaiados

apresentaram, em média, uma variação na sua altura em virtude do carregamento axial. A

Mistura M1 teve um encurtamento médio do corpo de prova de 0,29 mm e MF de 79,34; a

Mistura M2 apresentou 0,18 mm e MF de 112,3; e a Mistura M3 deformou 0,40 mm com MF

de 50,38.

4.3.4 Ensaio de Fadiga

As misturas asfálticas foram submetidas a carregamentos cíclicos, segundo três níveis de

tensão (10%, 20% e 30%), relativos à resistência à tração (RT). Objetivou-se avaliar o

comportamento das misturas quanto às deformações ao longo do tempo, até o surgimento das

primeiras fissuras na superfície do corpo de prova, que corresponderia a um determinado

número (N) de ciclos. O desempenho apresentado pelas mesmas, sob esforços repetitivos, é

visualizado nos gráficos log*log das Figuras 4.17, 4.18 e 4.19. Tem-se nas abscissas a

diferença de tensão (diferença entre a tensão de tração e tensão de compressão, ambas

solicitadas no centro do corpo de prova) e nas ordenadas o número de ciclos (N). Nota-se,

nestes gráficos, uma variabilidade no número de ciclos de carregamento necessários para

gerar as primeiras fissuras nos CP’s.

88

VIDA DE FADIGA M1 - ASAC - Faixa C

1000

10000

0,100

Cic

los

3

1000

10000

100000

0,

Cic

los

N

R² = 0.9

1,000Diferença de Tensão (MPa)

VIDA DE FADIGAM2 - ASAC - Superpave

100

Figura 4. 17 – Ensaio de Fadiga, Mistura M1.

( ) 31.112,2180 σ∆=

7

N

R² = 0.8

1,000

Diferença de Tensão (MPa)

( ) 51.115,2217 σ∆=


89

VIDA DE FADIGA

M3 - SEIXO

R2 = 0,86

100

1000

10000

0,1 1Diferença de Tensão (MPa)

Cic

los

R² = 0.86

( ) 01,2109,651 σ∆=N


VIDA DE FADIGA

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

10% 15% 20% 25% 30%% RT

Cicl

os

M1 M2 M3 Linear (M1) Linear (M2) Linear (M3) Figura 4. 20 – Comparativo das misturas para os níveis de tensão ensaiados.

90

Na Figura 4. 20 são apresentados os gráficos com os valores médios de N em função dos

níveis de tensão solicitados. Nela pode-se comparar os comportamentos das misturas M1 –

ASAC na Faixa C do DNIT e M2 – ASAC na Superpave, pois ambas apresentam

comportamento semelhante para a resistência a tração (RT em torno de 0,86 MPa). Portanto,

as condições de carregamento no ensaio de vida de fadiga foram as mesmas para as misturas

M1 e M2, de onde comparativamente observa-se que a Mistura M2 apresentou melhores

resultados para todos os níveis de tensão. A Mistura M3 – Seixo, tal qual nos outros ensaios

mecânicos, apresentou resultados inferiores para os todos os níveis de tensão, mesmo estando

sob tensão inferior (RT em torno de 0,64 MPa). Para a tensão de 10% da RT a Mistura M2

apresentou N superior a Mistura M1 em 20% e em relação a M3 35%. Para 20% a Mistura

M2 apresentou N aproximadamente 35% superior aos valores obtidos para as misturas M1 e

M3. Observou-se, ainda, que para 30% da RT há uma tendência do surgimento das fissuras

para todas as misturas, em torno de aproximadamente 1500 ciclos.

91

5. CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA PESQUISAS FUTURAS

5.1 CONCLUSÕES

As principais conclusões desta pesquisa são:

a) Os solos selecionados para produção de agregados sintéticos de argila calcinada

(ASAC) apresentaram características técnicas satisfatórias quanto à sua utilização em

revestimento rodoviários, de acordo com os critérios pré-estabelecidos pelo

Departamento Nacional de Infra-Estrutura Terrestre – DNIT;

b) Os agregados sintéticos de argila calcinada (ASAC) confeccionados com o Solo 01

apresentaram resultados para o desgaste por Abrasão Los Angeles próximos ao limite

superior de 35% preconizado pelo DNER-EM 230/94 para uso em revestimentos de

concreto asfáltico. Os agregados confeccionados com o Solo 02 apresentaram desgaste

superior ao limite máximo estabelecido. No entanto, deve-se observar que este ensaio

é muito rigoroso, muitas vezes reprovando materiais que no campo apresentam

desempenho satisfatório;

c) O solo natural escolhido (Solo 01) apresentou elevado teor de retração durante o

processo de secagem ao ar. Entretanto, depois de calcinado, não mostrou variação nas

suas dimensões e na sua composição química;

d) Na dosagem das misturas com ASAC a determinação dos parâmetros volumétricos

pela densidade máxima medida (método de Rice), em relação à densidade máxima

teórica, mostrou-se mais adequada para o teor “ótimo” e teores superiores pelo grau de

absorção deste material ser muito elevado;

e) O teor de ligante determinado para a mistura M2 – ASAC na Faixa Superpave foi o

mais elevado. Observa-se que ao britar o agregado para compor a granulometria esta

apresentou partículas lamelares, possivelmente foi responsável pelo maior volume de

CAP nesta mistura (aumento da absorção). Enquanto, nos agregados da Mistura M1 –

92

ASAC na Faixa C do DNIT não se observou tal comportamento. Provavelmente ao

secarem criou-se uma impermeabilização, relacionada uma sensível vitrificação,

produzida pela elevada temperatura de queima;

f) Os agregados resultantes da britagem apresentaram-se lamelares, mais frágeis à

quebra. No entanto, esta característica não ficou evidenciada nos ensaios mecânicos

realizados.

g) A Mistura M1 ASAC na Faixa C/DNIT apresentou segregação considerável, quando

do lançamento da mesma no molde para compactação;

h) No ensaio de resistência à tração (RT) a mistura M3 – Seixo enquadrada nas Faixas C

do DNIT e Superpave apresentou os menores resultados em relação às misturas M1 e

M2 (ambas confeccionadas com ASAC), possivelmente devido a sua textura lisa.

i) As misturas com agregados sintéticos de argila calcinada (ASAC) enquadradas em

faixas diferentes (Faixa C e Superpave) apresentaram resultados semelhantes, quanto à

resistência à ruptura á tração (RT);

j) De todas as misturas estudadas a Mistura M2 – ASAC na Faixa C/DNIT apresentou-se

mais rígida, com MR mais elevado, conseqüentemente, sujeita a absorver maiores

tensões e sofrer menor deformabilidade;

k) As deformações permanentes foram maiores para a mistura convencionalmente

empregada em pavimentos regionais, utilizando o seixo rolado como agregado graúdo

(Mistura M3). No caso das misturas confeccionadas com ASAC não houve grandes

variações, apenas a Mistura M2 – ASAC Superpave mostrou-se um pouco menos

deformável e com maior tendência à estabilização das suas deformações permanentes

até 3600 ciclos de carregamentos;

l) O módulo de fluência da Mistura M2 – ASAC na Superpave foi o mais elevado, em

virtude desta apresentar as menores deformações permanentes para o mesmo nível de

tensão;

93

m) Comparando-se o desempenho das misturas confeccionadas com o ASAC, observa-se

uma tendência de maior vida de fadiga para a mistura dosada na faixa Superpave (M2)

relativo a Faixa C - DNIT (M1), provavelmente pela influência da distribuição dos

agregados durante o processo de compactação (item g);

n) O comportamento alcançado pelas misturas asfálticas confeccionadas com agregados

sintéticos (ASAC), indicam uma forte possibilidade de sua utilização como material

alternativo na composição dos revestimentos regionais;

o) No geral, a mistura produzida com o ASAC na condição britada (M2), apresentou

melhores resultados que as demais misturas para os ensaios mecânicos realizados. No

entanto, sua utilização deve ser avaliada em função do elevado consumo de ligante.

5.2 SUGESTÕES PARA CONTINUAÇÃO DESTE TRABALHO

Visando complementar o entendimento quanto ao comportamento do agregado sintético de

argila calcinada (ASAC) nas misturas asfálticas, a fim de otimizar sua produção e o seu

emprego como material alternativo nas camadas de pavimentos, sugere-se:

a) Realizar ensaios do tipo Análise Térmica Diferencial (ATD) visando à identificação

dos argilominerais constituintes da matéria-prima selecionada para produção de

agregados, e Análise Termogravimétrica (ATG) para detecção das transformações

energéticas e as variações de massa durante o processo de queima;

b) Testar várias temperaturas de queima a fim de obter uma real definição de qual

temperatura produz-se agregados com melhor resistência e condições mais

econômicas;

c) Utilizar o método de Bailey para selecionar a granulometria, visando enquadrar os

agregados em função do seu volume.

94

d) Utilizar o resíduo proveniente da britagem dos ASAC como agregado miúdo na

mistura.

e) Avaliar o comportamento das misturas asfálticas com agregados sintéticos de argila

calcinada, quanto ao envelhecimento em estufa e exposto ao ar;

f) Realizar o ensaio de creep dinâmico considerando-se o tempo de recuperação da

parcela viscosa, variando-se os níveis das tensões axiais e a temperatura;

g) Comparar resultados do ensaio de fadiga sem atingir a ruptura com aqueles em que a

ruptura total é o critério de parada;

h) Avaliar a durabilidade das misturas por meio da resistência à tração retida (RRT) do

ensaio AASHTO T 283-89;

i) Determinar o coeficiente de Poisson para misturas com agregados sintéticos de argila

calcinada;

j) Determinar o MR variando: Volume de vazios, teor de CAP e temperatura para vários

níveis de tensão.

k) Fazer análise de uma estrutura típica usando programas computacionais que simulam

o comportamento do pavimento.

l) Fazer análise de custos referentes à produção do agregado sintético.

95

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